CFD modelling of fire ventilation in road tunnels Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

I

INZYNIERIA POZAROWA

bryg. dr hab. inz. Rafat Porowskiac)*, mt. kpt. inz. Pawet Bankowskib),

mt. bryg. mgr inz. Wojciech Klapsac), mgr inz. Mariola Starzomskaa), mgr inz. Artur Wi^ckowskia)

a)Wydzial Inzynierii Srodowiska, Geomatyki i Energetyki, Politechnika Swiqtokrzyska / Faculty of Environmental, Geomatic and Energy Engineering, Kielce University of Technology

b)Wydzial Inzynierii Bezpieczenstwa Pozarowego, Szkola Glowna Sluzby Pozarniczej / Faculty of Fire Protection Engineering, Main School of Fire Service

c)Centrum Naukowo-Badawcze Ochrony Przeciwpozarowej - Panstwowy Instytut Badawczy / Scientific and Research Centre for Fire Protection - National Research Institute

*Autor korespondencyjny / Corresponding author: [email protected]

Modelowanie CFD wentylacji pozarowej w tunelu drogowym

CFD Modelling of Fire Ventilation in Road Tunnels

CFD-моделирование пожарной вентиляции в автомобильном тоннеле

ABSTRAKT

Cel: Celem pracy bylo wykonanie symulacji numerycznej rozwoju pozaru w tunelu drogowym za pomocg programu Fire Dynamics Simulator. Na tej podstawie zostala dokonana analiza wplywu mocy zródla pozaru na efektywnosc dzialania systemu wentylacji pozarowej. W pierwszej cz^sci artykulu przedstawiono zagadnienia zwigzane z rozwojem pozaru. Skupiono si§ na aspektach teoretycznych parametrów, takich jak: rozchodzenie si§ dymu, rozwój pozaru, widzialnosc, szybkosc wydzielania ciepla oraz temperatura maksymalna. Systemy wentylacji pozarowej, które sg stosowane w tunelach drogowych zostaly przedstawione na schematach, a takze omówione zostaly zasady ich dzialania. Kolejng cz^sc artykulu poswi^cono przedstawieniu podstaw teoretycznych programu Fire Dynamics Simulator. Ostatnia cz^sc pracy zawiera opis przeprowadzonych badart oraz analiza i porównanie wyni-ków. W cz^sci badawczej wykonano symulacje czterech scenariuszy, w zaleznosci od mocy pozaru. Zebrane dane zostaly poddane analizie. Sprawdzono, jak zachowuje si§ pozar w przestrzeni zamkniQtej w zaleznosci od mocy jego zródla. Dodatkowo przetestowano efektywnosc dzialania zastosowanego systemu wentylacji. tgcznie wykonano symulacje numeryczne z mocami pozaru: 202 MW, 157 MW, 119 MW oraz 67 MW.

Metodología: Artykul zostal opracowany na podstawie przeglgdu literatury i dost^pnych w niej wyników prac naukowych dotyczgcych dynamiki zjawiska pozaru w tunelach drogowych, jak równiez badart numerycznych CFD w programie Fire Dynamics Simulator.

Wnioski: Na podstawie wykonanych badart numerycznych przyblizono zjawiska, jakie zachodzg w trakcie pozaru w tunelu drogowym. Otrzymane dane mozna analizowac i interpretowac, wyciggajgc przy tym wnioski, które mogg zwi^kszyc bezpieczertstwo w tunelach. Jednym z najwazniejszych aspektów, który ma bezposredni wplyw na bezpieczertstwo ludzi podczas pozaru jest dobór odpowiedniego systemu wentylacji. Na rynku istnieje wiele rozwigzart systemowych, posiadajgcych zarówno wady, jak i zalety. W badanych przypadkach wykorzystano wentylacji wzdluzng wraz z dwoma wentylatorami wywiewnymi. Wentylacja wzdluzna wytwarzala przeplyw powietrza o pr^dkosci 2 m/s w calym przekroju tunelu. Na podstawie otrzymanych wyników mozna stwierdzic, ze przeplyw powietrza o pr^dkosci 2 m/s ogranicza rozprzestrzenianie si§ ciepla na wysokosci 1,8 m od poziomu podloza tunelu, niezaleznie od mocy pozarów przyjQtych w badaniach. Najwczesniej temperatura zacz^la wzrastac dla pozaru o mocy 119 MW, a najpózniej dla pozaru o mocy 67 MW. W dalszych cz^sciach tunelu temperatura zmieniala si§ w wgskim zakresie i nie przekroczyla 22'C. Temperatura nad zródlem dochodzila do wartosci 700'C, natomiast za centrum pozaru maksymalna temperatura wynosila okolo 1200'C. Stowa kluczowe: wentylacja pozarowa, pozary w tunelach drogowych, modelowanie pozarów Typ artykutu: oryginalny artykul naukowy

PrzyjQty: 05.12.2018; Zrecenzowany: 11.12.2018; Zatwierdzony: 21.12.2018;

Identyfikatory ORCID autorów: R. Porowski - 0000-0001-7912-4222; W. Klapsa - 0000-0002-6481-587X;

Procentowy wklad merytoryczny: R. Porowski - 40%; P Bartkowski - 30%; W. Klapsa - 10%; M. Starzomska - 10%; A. Wi^ckowski - 10%; ProszQ cytowac: BiTP Vol. 52 Issue 4, 2018, pp. 140-166, https://dx.doi.org/10.12845/bitp.52.4.2018.9; Artykul udost^pniany na licencji CC BY-SA 4.0 (https://creativecommons.org/licenses/by-sa/4.0/).

ABSTRACT

Aim: The purpose of this work was to perform numerical simulation of fire development in a road tunnel using the Fire Dynamics Simulator (FDS) programme. On this basis, an analysis of the impact of the fire source's power on the effectiveness of the fire ventilation system was performed. The first stage of the work presents issues related to fire development. The focus was on presenting the theoretical part of the parameters, such as smoke propagation, fire development, visibility, heat release rate and maximum temperature. The next stage of the article focuses on presenting the theoretical foundations about the Fire Dynamics Simulator program. The last stage of the work contains a description of the conducted research, as well as the

analysis and comparison of results. In the research part, simulations of 4 scenarios were carried out, depending on the fire power. The collected data was analysed and conclusions were drawn. It was checked how a fire in a confined space behaves depending on the power of the source. In addition, the effectiveness of the ventilation system used was tested.

Introduction: Numerical simulations are used to improve fire safety in road tunnels. Numerical calculations allow to assess the suitability of the fire protection systems used. One such programme is the Fire Dynamics Simulator, which was discussed at work. In addition, theoretical issues related to fire development were presented. Issues such as maximum temperature, visibility, the process of smoke propagation and the power of fire were raised. Fire ventilation systems that are used in road tunnels are presented in the diagrams, along with the principles of their operation discussed. In total, numerical simulations with fire performance were performed: 202 MW, 157 MW, 119 MW and 67 MW.

Methodology: The article was compiled on the basis of the review of literature available in the publications of the results of scientific works on the dynamics of the fire phenomenon in road tunnels, as well as numerical CFD studies in the Fire Dynamics Simulator program.

Conclusions: Based on the numerical tests carried out, the phenomena that occur during a fire in a road tunnel are approximated. The data received can be analysed and interpreted, and conclusions can be drawn to increase safety in tunnels. One of the most important aspects that has a direct impact on the safety of people during a fire is the selection of an appropriate ventilation system. There are many system solutions on the market that have both pros and cons. In the cases studied, longitudinal ventilation was used along with two exhaust fans. Longitudinal ventilation generated airflow at the velocity of 2 m / s in the entire tunnel cross-section. Based on the obtained results, it can be concluded that the airflow rate of 2 m / s limits the spread of heat at a height of 1.8 m from the ground level of the tunnel, regardless of the power of fires adopted in the tests. The earliest temperature increase occurred for a 119 MW fire, and at the latest for a fire of 67 MW. In the further parts of the tunnel, the temperature changed in a narrow range and did not exceed 22'C. The temperature over the source reached 700'C, while the centre of the fire reached the maximum temperature of 1200'C. Keywords: fire ventilation, fires in road tunnels, fire modelling Type of article: original scientific article

Received: 05.12.2018; Reviewed: 11.12.2018; Accepted: 21.12.2018;

Authors' ORCID IDs: R. Porowski - 0000-0001-7912-4222; W. Klapsa - 0000-0002-6481-587X;

Percentage contribution: R. Porowski - 40%; P. Bankowski - 30%; W. Klapsa - 10%; M. Starzomska - 10%; A. Wiçckowski - 10%;

Please cite as: BiTP Vol. 52 Issue 4, 2018, pp. 140-166, https://dx.doi.org/10.12845/bitp.52.4.2018.9;

This is an open access article under the CC BY-SA 4.0 license (https://creativecommons.org/licenses/by-sa/4.0/).

АННОТАЦИЯ

Цель: Целью работы было выполнение численного моделирования развития пожара в автомобильном тоннеле с использованием программы Fire Dynamics Simulator. На этой основе был проведен анализ влияния силы источника пожара на эффективность системы пожарной вентиляции. В первой части работы представлены вопросы, связанные с развитием пожара. Основное внимание было уделено аспектам теоретических параметров, таких как: распространение дыма, развитие огня, видимость, скорость тепловыделения и максимальная температура. Системы пожарной вентиляции, которые используются в автодорожных туннелях, представлены на схемах, а также оговорены принципы их работы. Следующая часть статьи посвящена изложению теоретических основ программы Fire Dynamics Simulator. Последняя часть работы содержит описание проведенного исследования, а также анализ и сравнение результатов. В исследовательской части были смоделированы четыре сценария, в зависимости от силы пожара. Были проанализированы собранные данные. Пожар в замкнутом пространстве проверялся в зависимости от мощности его источника, кроме того, проверялась эффективность системы вентиляции. Всего было проведено численное моделирование со следующими характеристиками пожара: 202 МВт, 157 МВт, 119 МВт и 67 МВт. Методология: Статья разработана на основе литературного обзора имеющихся результатов научных исследований динамики пожаров в автодорожных туннелях, а также численных исследований CFD в программе Fire Dynamics Simulator.

Выводы: На основании проведенных численных испытаний были симулированы похожие явления, возникающие при пожаре в автодорожном туннеле. Полученные данные можно анализировать и интерпретировать, делая выводы, которые могут повысить безопасность в туннелях. Одним из наиболее важных аспектов, который напрямую влияет на безопасность людей во время пожара, является выбор подходящей системы вентиляции. На рынке существует множество системных решений, которые имеют как преимущества, так и недостатки. В изученных случаях использовалась продольная вентиляция вместе с двумя вытяжными вентиляторами. При продольной вентиляции создавался поток воздуха со скоростью 2 м/сек по всему поперечному сечению туннеля. На основании полученных результатов можно сделать вывод, что скорость воздушного потока 2 м/сек ограничивает распространение тепла на высоте 1,8 м от уровня земли в туннеле независимо от силы пожара, принятой в ходе испытаний. Быстрее всего началось повышение температуры при пожаре 119 МВт, а самое позднее повышение температуры произошло при пожаре 67 МВт. В дальних частях туннеля температура изменялась в узком диапазоне и не превышала 22'C. Температура над источником достигала 700'C, а очаг пожара достигал максимальной температуры 1200'C. Ключевые слова: пожарная вентиляция, пожары в автодорожных туннелях, моделирование пожаров Вид статьи: оригинальная научная статья

Принята: 05.12.2018; Рецензирована: 11.12.2018; Одобрена: 21.12.2018;

Идентификаторы ORCID авторов: R. Porowski - 0000-0001-7912-4222; W. Klapsa - 0000-0002-6481-587X;

Процентное участие в подготовке статьи: R. Porowski - 40%; P. Bankowski - 30%; W. Klapsa - 10%; M. Starzomska - 10%; A. Wi^ckowski - 10%; Просим ссылаться на статью следующим образом: BiTP Vol. 52 Issue 4, 2018, pp. 140-166, https://dx.doi.org/10.12845/bitp.52.4.2018.9; Настоящая статья находится в открытом доступе и распространяется в соответствии с лицензией CC BY-SA 4.0 (https://creativecommons.org/ licenses/by-sa/4.0/).

Wprowadzenie

Pozar w tunelu drogowym to bardzo niebezpieczne zjawi-sko. Nagromadzenie na matej przestrzeni potencjalnych mate-riatów palnych, ograniczone mozliwosci usuwania dymu i gorq-cych gazów pozarowych, utrudnione dotarcie do dróg ucieczki, a takze zle dobrane systemy wentylacji to tylko nieliczne czyn-niki zagrazajqce bezpieczenstwu uzytkowników tuneli drogo-wych. Dynamika rozwoju pozaru w tunelu znacznie rózni si? od tej na przestrzeni otwartej. Ograniczona przestrzen sprzyja szybkiemu gromadzeniu si? dymu, co skutkuje zmniejszeniem widocznosci. W takich warunkach uzytkownicy obiektu mogq nie odnalezc drogi ewakuacyjnej lub drogi ucieczki. Dodatkowo wysoka temperatura powoduje szybkie rozprzestrzenianie si? ognia na kolejne materiaty palne znajdujqce si? w poblizu zró-dta pozaru. Zle dobrana wentylacja moze nasilac to zjawisko, a takze wywotywac efekt mieszania si? warstw dymu. Skut-kiem mieszania si? warstw dymu ze swiezym powietrzem b?-dzie ograniczenie widocznosci. W celu poznania, w jaki sposób pozar rozwija si? w tunelach drogowych, wykonuje si? badania. Eksperymenty mogq przybrac rózne formy. Najwi?cej danych mozna uzyskac za pomocq testów przeprowadzanych w skali 1:1. Wykonywane sq takze badania w mniejszych skalach. Aby oszacowac konkretny parametr, mozna postuzyc si? specjalnie opracowanymi wzorami. Obliczenia bazujq na podstawowych parametrach pozaru. Nalezq do nich mi?dzy innymi moc pozaru, powierzchnia palqcego si? materiatu oraz ciepto spalania.

Introduction

Fires in road tunnels are extremely dangerous event. The accumulation of potentially combustible materials in a small space, limited possibilities of removing smoke and hot fire gases, inhibited access to escape routes, and poorly selected ventilation systems are among the factors which threaten the safety of road tunnel users. The fire development dynamics in a tunnel differs significantly from the one in open spaces. A confined space results in the quick accumulation of smoke which reduces visibility. Under such conditions, the facility users may not find the evacuation or escape route. In addition, high temperature results in the rapid spread of fire to other combustible materials near the fire source. An ill-matched ventilation system can intensify this phenomenon and cause smoke layers to mix up. The mixing of smoke layers with fresh air result in limited visibility. Tests are conducted to identify how fires can spread in road tunnels. These experiments can take various forms. Most data can be obtained from 1:1 tests. Smaller-scale tests are also carried out. In order to estimate a given parameter, one can use specially developed formulas. Such calculations are based on the underlying parameters of a fire which include the heat release rate, the area of material on fire, and the heat of combustion.

Rozwoj pozaru w tunelu drogowym

Pozary w tunelach drogowych znacznie rozniq si? od poza-row w typowych budynkach, np. mieszkaniowych lub uzytecz-nosci publicznej. Ograniczony dost?p swiezego powietrza, jak rowniez niewielka kubatura, w ktorej przebiega proces spalania wybranych materiatow oraz wyrobow budowlanych, moze powo-dowac generacj? ciepta oraz toksycznych produktow spalania. Dodatkowo na niewielkiej powierzchni zgromadzone sq materiaty palne, na ktore pozar moze si? z tatwosciq rozprzestrzeniac. Wykorzystane systemy wentylacji pozarowej majq wi?c znaczq-cy wptyw na rozwoj dynamiki tego zjawiska. Sprawne usuwanie dymu oraz gorqcych gazow pozarowych ma kluczowe znaczenie w ograniczeniu rozprzestrzeniania si? pozaru i w przeprowadze-niu efektywnych dziatan ratowniczo-gasniczych. Do prawidto-wej oceny dynamiki rozwoju pozaru w tunelu wykorzystuje si? parametry opisujqce to zjawisko. Jednym z nich jest tworzenie si? i zaleganie w tunelu warstw dymu. Tworzenie si? warstwy dymu zalezy mi?dzy innymi od pr?dkosci przeptywu powietrza, a takze od sity wyporu, ktora powstaje w wyniku procesu spalania materiatow palnych [1]. Dym sktada si? w ogolnym podej-sciu z toksycznych produktow spalania oraz swiezego powietrza. W procesie spalania nast?puje ogrzewanie dymu. Dzi?ki sitom wyporu gorqcy dym zostaje przetransportowany w gorne strefy tunelu. W pierwszych etapach rozwoju pozaru odnoto-wuje si? duze st?zenie gazowych produktow spalania w strefie podsufitowej. Najcz?sciej wyst?pujqcymi gazami w atmosferze

Fire development in a road tunnel

Fires in road tunnels differ significantly from those in regular buildings, such as residential or public buildings. The limited amount of fresh air, as well as small cubage in which the combustion of selected materials and building materials takes place, may result in the generation of heat and toxic combustion products. In addition, in the case of tunnels, flammable materials are located within a small area and the fire can easily spread onto them. Therefore, the fire ventilation systems used significantly influence the dynamics of this phenomenon. Effective removal of smoke and hot fire gases is of key significance in limiting the spread of the fire, and in the performance of effective rescue and firefighting operations. In order to accurately evaluate the dynamics of the fire spread inside a tunnel, one can use certain parameters which describe this phenomenon. One of these is the emergence and lingering of smoke layers inside the tunnel. The creation of the layer of smoke depends on air movement velocity and on the buoyant force resulting from the combustion of flammable materials [1]. Smoke is generally composed of toxic products of combustion and fresh air. During the combustion process, smoke is heated up. Through the buoyant force, hot smoke is transported to the upper segments of the tunnel. In the first stages of fire development, a high concentration of gaseous combustion products can be recorded in the ceiling zone. The most common gases in a fire atmosphere, which pose a threat

pozarowej, ktore stwarzajq zagrozenie dla cztowieka sq: tlenek w?gla, cyjanowodor, chlorowodor, tlenki siarki, tlenki azotu oraz bromowodor [2-3]. Na rycinie 1 pokazano sposob rozchodze-nia si? dymu przy pr?dkosciach przeptywu powietrza od 0 do 1 m/s. Przeptyw lotnej fazy gazowej, powstatej w wyniku spa-lania, nie jest niczym wymuszony. Dziatajq na ten przeptyw tyl-ko i wytqcznie sity wyporu powietrza z kolumny konwekcyjnej pozaru. Skutkuje to przemieszczaniem si? dymu w obu kierun-kach. Nad zrodtem pozaru wyst?puje bardzo wyrazne oddzie-lenie pomi?dzy warstwami dymu.

to human life, are carbon monoxide, hydrogen cyanide, hydrogen chloride, sulphur oxides, nitrogen oxides and hydrogen bromide [2-3]. Figure 1 presents the manner of smoke propagation with air velocity between 0-1 m/s. The flow of the volatile gas phase resulting from combustion is not forced in any way. This flow is influenced solely by the buoyant force of the air from the fire convection column. This results in smoke movement in both directions. Above the fire source, there is a clear division between the layers of smoke.

Rycina 1. Przemieszczanie si? warstwy dymu przy pr?dkosciach 0-1 m/s [1] Figure 1. Smoke layer movement with a velocity between 0-1 m/s [1]

Wymuszenie kierunku przeptywu dymu nastqpi wowczas, gdy pr?dkosc przeptywu powietrza znajdowac si? b?dzie w prze-dziale 1-3 m/s. Nienaturalny naptyw mas swiezego powietrza b?dzie powodowat zatem ruch dymu w kierunku zgodnym z kie-runkiem przeptywu powietrza. Pozostata cz?sc poruszac si? b?dzie w przeciwlegtq stron?. Zjawisko to nazywa si? backlayering [3] i zostato zilustrowane na rycinie 2. Jest ono szczegol-nie niebezpieczne z uwagi na ograniczanie widzialnosci. Przy niewielkim zakresie widzenia ludzie mogq nie odnalezc drogi ewakuacyjnej. Dodatkowo wraz z dymem rozprzestrzeniajq si? toksyczne gazy, b?dqce gtownq przyczynq smierci osob prze-bywajqcych w tunelu podczas pozaru. Szacuje si?, ze dla pr?d-kosci przeptywu powietrza od 1 do 3 m/s rozpi?tosc cofajqce-go si? dymu moze byc do 25 razy wi?ksza niz wysokosc tunelu. W wyniku oddziatywania naptywajqcego powietrza nast?puje mieszanie si? warstw dymu [1].

The smoke flow direction can be forced when the airflow velocity is within the range of 1-3 m/s. An unnatural inflow of fresh air will, therefore, result in the movement of smoke in the direction of fresh airflow while the remaining part will move in the opposite direction. This phenomenon is referred to as backlayering [3]. It is presented in Figure 2 and is especially dangerous due to limited visibility. With limited visibility, people may not find the evacuation route. In addition, the smoke carriers toxic gases which constitute the main cause of death of individuals who are inside the tunnel during the fire. It is estimated that, for airflows with a velocity of 1-3 m/s, the span of backlayering can be up to 25 times greater than the height of the tunnel. As a result of the inflowing air, the layers of smoke mix up [1].

Rycina 2. Przemieszczanie si? warstwy dymu przy pr?dkosciach 1-3 m/s [1] Figure 2. Smoke layer movement with a velocity between 1-3 m/s [1]

Przedstawiony na rycinie 2 parametr Lb jest to odcinek dymu, ktory porusza si? w kierunku przeciwnym, pomimo wy-muszonego ruchu swiezego powietrza. Dtugosc tego odcinka oblicza si? na podstawie rownania (1) [3]:

Parameter Lb presented in Figure 2 is a section of smoke moving in the opposite direction despite the forced movement of fresh air. The length of this section is calculated using formula (1) [3]:

Lb H

■ 0,6

2 gHQ

PoTocpulA

■-5

(1)

Lb = = 0.6 b H

2 gHQ

PoTocpulA

(1)

gdzie:

L*b - bezwymiarowa dtugosc odcinka cofajqcego si? dymu;

Lb - dtugosc odcinka cofajqcego si? dymu, [m];

H - wysokosc tunelu, [m];

Q - moc pozaru, [kW];

p0 - g?stosc osrodka, [kg/m3];

T0 - temperatura powietrza, [K];

u0 -lokalne przyspieszenie przeptywu powietrza, [m/s2]; cp - ciepto wtasciwe powietrza, [kJ/(kgK)]; g - przyspieszenie ziemskie, [m/s2]; A - powierzchnia przekroju, [m2]

Rownanie opisujqce bezwymiarowq dtugosc odcinka cofa-jqcego si? dymu mozna rowniez zapisac w zaleznosci od bez-wymiarowej szybkosci wydzielania ciepta w nast?pujqcej po-staci algebraicznej [4]:

Lb =

18,5ln

18,5ln

0,81Q u • 0,43

Q* < 0,15

Q* > 0,15

(2)

where:

L*b - dimensionless length of the section of backlayering smoke;

Lb - length of the section of backlayering smoke, [m];

H - tunnel height, [m];

Q - heat release rate, [kW];

p0 - medium density, [kg/m3];

T0 - air temperature, [K];

u0 - local airflow acceleration, [m/s2];

cp - specific heat of air, [kJ/(kgK)];

g - gravitational acceleration, [m/s2];

A - cross-section area, [m2]

A formula describing the dimensionless length of the section of backlayering smoke can be also formulated based on the dimensionless heat release rate as follows [4]:

Lb =

18.5ln

18.5ln

0.81Q

0.43

X

Q* < 0.15

Q* > 0.15

(2)

gdzie:

L*b - bezwymiarowa dtugosc odcinka cofajqcego si? dymu; Q* - bezwymiarowa moc pozaru; u* - pr?dkosc wzdtuznego przeptywu powietrza, [m/s].

Biorqc pod uwag? bezpiecznq ewakuacj? osob, jak rowniez sprawne oraz efektywne dotarcie ekip ratowniczych do miejsca pozaru, nalezy wyznaczyc takq pr?dkosc przeptywu powietrza, przy ktorej ruch dymu w kierunku przeciwnym do kierunku przeptywu powietrza jest niemozliwy. Pr?dkosc ta zwana jest pr?d-kosciq krytycznq. Oblicza si? jq podstawie rownan [4]:

where:

L*b - dimensionless length of the section of backlayering smoke; Q* - dimensionless heat release rate; u* - longitudinal airflow velocity, [m/s].

Taking into account the safe evacuation of people, as well as the prompt and effective arrival of the rescue brigades on site, it is necessary to determine the air velocity at which backlayering is impossible. This is referred to as critical velocity. It is calculated using the following formulas [4]:

u =

c

QC

c~4gH

0,81Q*^, Q* < 0,15

0,43, Q* > 0,15 Q

P0 CpT g/2 H

52

(3)

(4)

(5)

Qc

c~4gH

J0.81Q*^3, Q* < 0.15 [0.43, Q* > 0.15

* = Q

: 1/ 5/

P0 CpT g12 H52

(3)

(4)

(5)

gdzie:

u*c - bezwymiarowa pr?dkosc krytyczna;

uc - pr?dkosc krytyczna, [m/s];

H - wysokosc tunelu, [m];

Q* - bezwymiarowa moc pozaru;

Q - catkowita moc pozaru, [kW];

p0 - g?stosc otoczenia, [kg/m3];

T0 - temperatura powietrza, [K];

cp - ciepto wtasciwe powietrza, [kJ/(kg K)];

g - przyspieszenie ziemskie, [m/s2].

Dzi?ki osiqgni?ciu pr?dkosci krytycznej przeptywu powietrza w tunelu dochodzi do obnizenia temperatury panujqcej w strefie podsufitowej. Dodatkowo redukcji ulegajq rowniez st?zenia toksycznych produktow spalania oraz dym, co utatwia

where:

u*c - dimensionless critical velocity;

uc - critical velocity, [m/s];

H - tunnel height, [m];

Q* - dimensionless heat release rate;

Q - total heat release rate, [kW];

p0 - ambient density, [kg/m3];

T0 - air temperature, [K];

cp - specific heat of air, [kJ/(kg K)];

g - gravitational acceleration, [m/s2].

When the critical velocity of airflow is reached in the tunnel, the temperature in the ceiling zone drops. In addition, the concentrations of toxic combustion products and smoke are also reduced, making it easier for victims to find an escape route.

5

*

*

*

u

u

u

u

u =

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

odnalezienie drogi ucieczki przez poszkodowanych. Niemniej jednak zbyt duzy wzrost tej prçdkosci moze spowodowac mie-szanie siç gazow powstatych w wyniku spalania ze swiezym po-wietrzem, czyli rozwarstwianie siç dymu. W wyniku tego moze nastqpic doptyw tlenu do zrodta pozaru oraz wzrost intensyw-nosci spalania. Duza prçdkosc przeptywu powietrza skutkowac moze rowniez przenoszeniem siç pozaru na inne pojazdy znajdu-jqce siç w bezposredniej bliskosci od zrodta ognia. W systemie wentylacji wzdtuznej duza prçdkosc powietrza utrudniac moze dotarcie do drog ewakuacyjnych lub stref bezpiecznych [1]. Pod-czas pozarow o duzej mocy w tunelach, prçdkosc rowna 3 m/s moze nie zapobiegac powstawaniu zjawiska backlayering. Ko-nieczne jest wtedy zwiçkszenie prçdkosci krytycznej.

However, an excessive increase in this velocity may result in the mixing of combustion gases with fresh air, i.e., the stratification of smoke. This can result in an inflow of oxygen to the source of fire, coupled with an increased combustion intensity. A high airflow velocity can also cause fire to spread to other vehicles in the immediate vicinity of the fire source. In a longitudinal ventilation system, high air velocities can make it difficult to get to escape routes or safe zones [1]. During fires with a high heat release rate, a velocity of 3 m/s may not prevent backlayering. In such cases, it is necessary to increase the critical velocity.

Rycina 3. Przemieszczanie si? warstwy dymu przy pr?dkosciach powyzej 3 m/s [1] Figure 3. Smoke layer movement with a velocity greater than 3 m/s [1]

Wraz ze zwiçkszeniem siç odlegtosci od zrodta pozaru moz-na zaobserwowac powstawanie jednorodnej warstwy dymu. Zacieranie siç granic pomiçdzy warstwami dymu zwiqzane jest z oddziatywaniem mas zimnego powietrza na ptomienie. Inten-syfikacja mieszania siç warstw wystçpuje natomiast przy du-zych wartosciach prçdkosci przeptywu powietrza.

As the distance to the fire source grows, one can observe the emergence of a uniform layer of smoke. The blurring of boundaries between smoke layers is due to the impact of cold air masses on flames. The intensification of layer mixing takes place at high airflow velocities.

Rycina 4. Przeptyw strumieni powietrza przez zrodto pozaru [3] Figure 4. Air jets flow through the fire source [3]

Na rycinie 4 przedstawiono schemat przeptywu strumieni powietrza nad zrodtem pozaru. Strumienie zaznaczone kolorem pomaranczowym przeptywajq obok pozaru, nie powodujqc mie-szania si? warstw. Jest to wynikiem roznicy cisnien wyst?pujq-cej mi?dzy gorqcym dymem a zimnym strumieniem powietrza. Dym jest podgrzewany wowczas nad zrodtem pozaru i w wyni-ku dziatania sit wyporu unosi si? do gory. Kumulacja dymu pod sufitem sprawia, ze zaczyna on rozchodzic si? wzdtuz tunelu. Temperatura dymu maleje wraz ze zwi?kszaniem si? odlegtosci od zrodta pozaru. Z kolei wraz ze spadkiem temperatury dymu maleje jego cisnienie. Spadek cisnienia utatwia mieszanie si? dymu z otaczajqcym go powietrzem. Kolejnym czynnikiem na-ruszajqcym mocne uwarstwienie dymu sq sity bezwtadnosci. Dziatanie sity bezwtadnosci polega na mieszaniu si? strumieni gazow o roznej temperaturze, bez wymiany ciepta. Liczba Ri-chardsona (Ri) opisuje zaleznosc pomi?dzy konwekcjq natural-nq, a konwekcjq wymuszonq gazow [3]:

R =

APgh pAu2

(6)

Figure 4 presents the air jets flow above the fire source. The jets marked with orange flow next to the fire, not resulting in the mixing of layers. This stems from the pressure difference between the hot smoke and the cold air jet. Smoke is then heated up above the source of the fire and raised by the buoyant force. The accumulation of smoke under the ceiling causes it to spread along the tunnel. As the distance to the fire source grows, the temperature of smoke decreases. In turn, as the smoke temperature decreases, its pressure drops. The drop in pressure makes it easier for the smoke to mix up with the surrounding air. Inertia forces constitute another factor which distorts the strong stratification of smoke. The effects if inertia result in the mixing of gas streams of various temperature with no heat transfer. The Richardson number (Ri) describes the correlation between the natural convection and the forced convection of gasses [3]:

Apgh_

pAu2

(6)

gdzie:

p - g?stosc gorqcego gazu, [kg/m3]; Ap - roznica g?stosci, [kg/m3]; g - przyspieszenie ziemskie, [m/s2]; h - grubosc warstwy, [m];

Au - roznica pr?dkosci gazu pomi?dzy warstwami, [m/s].

O stabilnosci warstw dymu w tunelu b?dzie zatem swiad-czyta liczba Richardsona. Im wartosc tej liczby b?dzie wi?ksza, tym wyrazniej b?dq oddzielone warstwy. Wraz ze zwi?ksza-niem odlegtosci od zrodta pozaru, dym b?dzie opadat ku doto-wi. Efekt ten wynika z utraty p?du oraz intensywnej wymiany ciepta. Istniejq specjalnie opracowane rownania zachowania masy, p?du oraz energii, ktore opisujq przeptyw dymu w tu-nelach, przy uwzgl?dnieniu wentylacji naturalnej. Za pomocq rownania (7) oblicza si? masowe nat?zenie przeptywu dla dymu w stanie ustalonym [4]:

where:

p - density of hot gas, [kg/m3]; Ap - difference in density, [kg/m3]; g - gravitational acceleration, [m/s2]; h - layer thickness, [m];

Au - difference in gas velocity between layers, [m/s].

Thus, the Richardson number determines the stability of smoke layers inside the tunnel. The higher its value, the more clearly the layers will be separated. As the distance to the fire source grows, smoke will descend. This effect is due to the loss of momentum and intensive heat exchange. There are special formulas for mass, momentum and energy which describe the smoke flow in tunnels, taking into account natural ventilation. Using formula (7), it is possible to calculate the mass flow rate for smoke in a steady state [4]:

m(x) = m0 + ßWJj u - u01 dx

(7)

gdzie:

u0 - pr?dkosc przeptywu powietrza w dolnej warstwie, [m/s]; m0 masowe nat?zenie przeptywu powietrza, [kg/s]; p - wspotczynnik porywania mi?dzy warstwami; W - szerokosc tunelu, [m].

Majqc do dyspozycji masowe nat?zenie przeptywu, mozna oszacowac gt?bokosc warstwy dymu w konkretnej odlegtosci (x). W tym celu nalezy uzyc nast?pujqcego rownania [3]:

h(x ):

m (x )(Tq +AT (x)) p0 T0 u(x )W

(8)

gdzie:

AT - nadmiar temperatury dymu, [K];

p0 - g?stosc otoczenia, [kg/m3];

T0 - temperatura powietrza, [K];

u(x) - pr?dkosc przeptywu powietrza, [m/s];

W - szerokosc tunelu, [m].

m (x) = m 0+ßw Jj u - u0 j dx

(7)

where:

u0 - airflow velocity in the lower layer, [m/s]; m0- mass flow rate of air, [kg/s]; p - entrainment rate between the layers; W - tunnel width, [m].

With the mass flow rate known, it is possible to estimate the depth of the smoke layer at a specific distance (x). To do so, one can use the following formula [3]:

m (x )(T„ +AT (x))

h(x )--

p0 T0 u( x)W

(8)

where:

AT - excess temperature of smoke, [K]; p0 - ambient density, [kg/m3]; T0 - air temperature, [K]; u(x) - airflow velocity, [m/s]; W - tunnel width, [m].

R

Równanie (8) mozna jednak zastosowac tylko wówczas, gdy dym nie osiqgnie poziomu podtogi. Do okreslenia wysokosci warstwy dymu nalezy siç postuzyc nast?pujqcym wzorem [3]:

Hsmoke (x) = H - h(x) .[x]

(9)

W równaniu (7) zostat wykorzystany wspótczynnik porywa-nia ß. Zjawisko porywania polega na przemieszczaniu si? mas powietrza do górnych warstw w wyniku turbulentnego miesza-nia. Duze wiry wytworzone przez turbulencje przenoszq powie-trze. Za pomocq nast?pujqcego równania mozna wyróznic trzy odr?bne strefy rózniqce si? pod wzgl?dem stratyfikacji dymu [4]:

However, formula (8) can only be used if the smoke layer has not reached the floor level. In order to determine the height of the smoke layer, the following formula can be used [3]:

Hsmoke (x) = H - h(x) .[x]

(9)

The entrainment rate p is used in formula (7). Entrainment consists in the air masses moving to the upper layers as a result of turbulent mixing. Large vortexes generated by turbulence move the air. Using the following formula, it is possible to differentiate between three separate zones which differ in terms of smoke stratification [4]:

Fr =

4gHATcf / Ta

(10)

afg

gdzie:

H - wysokosc tunelu, [m];

T„vg - srednia temperatura gazu na catym przekroju w danej pozycji, [K];

ATcf = Tc - Tf - róznica temperatury gazu pomi?dzy sufitem

a podtogq, [K]; g - przyspieszenie ziemskie, [m/s2];

Uavg = U Tavg/Ta ■

■\JgHATf / Ta

(10)

afg

Fr = where:

H - tunnel height, [m];

Tavg - average gas temperature throughout the entire section of a given position, [K];

ATcf = Tc - Tf - gas temperature difference between the ceiling

and the floor, [K]; g - gravitational acceleration, [m/s2];

Uavg = U Tavg/Ta ■

Liczne badania wykazaty, ze w drugiej strefie do obliczenia róznicy temperatur potrzebne jest dodatkowe równanie, które wyglqda w sposób nast?pujqcy [3]:

ATf = 0,225

gHAT

2

avg

T u2

avg avg

(11)

gdzie:

H - wysokosc tunelu, [m];

Tavg - srednia temperatura gazu na catym przekroju w danej pozycji, [K];

g - przyspieszenie ziemskie, [m/s2];

u T

Numerous studies have demonstrated that an additional formula is needed in the second zone to calculate the temperature difference. This formula is presented below [3]:

gHAT AT, = 0.225--a

cf T u2

(11)

where:

H - tunnel height, [m];

Tavg - average gas temperature throughout the entire section of a given position, [K]; g - gravitational acceleration, [m/s2];

: u T„

■/Ta ■

Sredniq pr?dkosc (uavg) oraz sredniq temperatura (Tav¡) ko-nieczne do zastosowania w równaniu (11) mozna obliczyc na podstawie specjalnie przygotowanych do tego celu modeli. Otrzymane wartosci wykorzystywane sq do obliczenia liczby Froude'a. Mogq one odbiegac od rzeczywistych temperatur panujqcych w tunelu. Poszczególne wartosci liczby Froude'a odpowiadajq okreslonym strefom. Podziatu stref dokonano na podstawie gradientu temperatur oraz jakosci rozwarstwienia dymu (zob. ryc. 5). Strefa I charakteryzuje si? silnym rozwar-stwieniem warstw dymu oraz wartosciq Fr < 0,9. W strefie II wartosc Fr miesci si? w granicach od 0,9 do 3,2. W tej strefie na dym dziata sita wyporu oraz sita naptywajqcego powietrza. W strefie III wartosc Fr > 3,2 oraz nast?puje zatarcie si? granic stref. Dodatkowo w kazdej ze stref wyst?pujq róznice temperatur pomi?dzy sufitem a podtogq. W strefie I obserwuje si? najwi?kszq róznic? temperatur. Wynika to z faktu, ze gorqce gazy pozarowe przemieszczajq si? pod sufitem, natomiast przy podtodze panuje temperatura otoczenia. W strefie III wyst?pu-jq niewielkie róznice temperatur. Dzieje si? tak, poniewaz dym wymieszat si? juz z powietrzem. Strefa II to strefa przejsciowa. Wyst?pujq w niej róznice temperatur.

Average velocity (uavg) and average temperature (Tavg) which must be used in formula (11) can be calculated based on specially designed models. The obtained values are used to calculate the Froude number, and can differ from the actual temperatures in the tunnel. The individual values of the Froude number correspond to individual zones. The zone division was based on the temperature gradient and the quality of smoke stratification (see Fig. 5). Zone I is characterised by a strong stratification of the smoke layers and Fr < 0.9. In Zone II, Fr is within the range of 0.9 to 3.2. In this zone, the smoke is affected by the buoyant force and the force of the incoming air. In Zone III, Fr > 3.2 and the zone borders become blurred. In addition, in each zone there are temperature differences between the ceiling and the floor. The greatest difference in temperatures is observed in Zone I. This is due to the fact that the hot fire glasses move under the ceiling, while ambient temperature is retained near the floor. In Zone III, small temperature differences are recorded. This is because the smoke has already mixed up with air. Zone II is a transition zone where temperature differences are present.

2

2

u

u

u

u

Rycina 5. Podziat stref dymowych w tunelu drogowym [3] Figure 5. Smoke zones in a road tunnel [3]

Zasiçg widzialnosci w dymie

Okreslenie parametru widocznosci podczas pozarow w tu-nelach drogowych ma bardzo duzy wptyw na bezpieczenstwo uzytkownikow tego rodzaju obiektow. Obnizenie zasiçgu widze-nia moze utrudniac dotarcie do wyjsc ewakuacyjnych lub odna-lezienie drogi ucieczki. W najgorszych przypadkach catkowity brak widocznosci moze rowniez doprowadzic do dezorientacji oraz paniki. W celu oszacowania zasiçgu widzialnosci opraco-wano specjalne rownanie [3]:

K -x uAAHc

V

ln10 D Q

mass

(12)

gdzie:

Vs - widocznosc, [m];

K - wspotczynnik dla swiatta,

X - wspotczynnik spalania;

A - pole powierzchni tunelu, [m2];

AHc - ciepto spalania, [kJ/kg];

Dmass - masowa gçstosc optyczna, [m2/kg];

Q - moc pozaru, [kW];

u - prçdkosc powietrza w tunelu, [m/s].

Visibility in smoke

Determining the visibility parameter during fires in road tunnels greatly impacts on the safety of users of such facilities. Reduced visibility may cause difficulties in reaching emergency exits or finding an escape route. In the worst-case scenario, a total lack of visibility poses the risk of confusion and panic. In order to estimate visibility, a special formula was developed [3]:

V

K -x uAAHc ln10 D Q

mass

(12)

where:

Vs - visibility, [m];

K - rate for light,

X - combustion rate;

A - tunnel area, [m2];

AHc - heat of combustion, [kJ/kg];

Dmass - mass optical density, [m2/kg];

Q - heat release rate, [kW];

u - air velocity inside the tunnel [m/s].

Wspotczynnik (K) jest staty i zalezy od sposobu emitowa-nia swiatta. Wyroznia siç dwa rodzaje emisji swiatta: poprzez odbicie oraz wydzielanie bezposrednio przez zrödto. Jezeli zro-dto odbija swiatto, to wspotczynnik (K) przyjmuje wartosci od 2 do 4, jezeli natomiast zrodto samodzielnie emituje swiatto, to wspotczynnik przyjmuje wartosci od 5 do 10.

The (K) rate is constant and depends on the manner of light emission. There are two types of light emission: resulting from reflection and coming directly from the source. If the source reflects light, the value of (K) ranges from 2 to 4, and if the source emits light, the rate is from 5 to 10.

Okreslenie rodzaju spalania oraz mocy pozaru

Podstawowym zagadnieniem podczas odwzorowywania pozarow w tunelach drogowych jest ustalenie rodzaju spalania. Istniejq dwa rodzaje przebiegu reakcji spalania: spalanie kontrolowane przez paliwo oraz spalanie kontrolowane przez wentylacjç. Do okreslenia rodzaju spalania wykorzystuje siç wspotczynnik rownowaznosci paliwa do powietrza Ф [3]:

Ф =-

•'f

(13)

Determining the type of combustion and the heat release rate

The fundamental issue when modelling fires in road tunnels is to determine the type of combustion. There are two types of combustion reactions, i.e., fuel-controlled combustion and ventilation-controlled combustion. In order to determine the type of combustion, the fuel-air equivalence ratio is used O [3]:

Ф=

(13)

gdzie:

mf - ubytek masy paliwa, [kg/s];

ma - masowe natçzenie przeptywu powietrza, [kg/s];

r - wspotczynnik stechiometryczny.

where:

mf - fuel mass loss, [kg/s]; ma - mass flow rate of air, [kg/s]; r - stoichiometric ratio.

a

W zaleznosci od wartosci powyzszego wspotczynnika wy-roznia si? dwa rodzaje spalania. Proces kontrolowany przez pa-liwo wyst?puje wtedy, gdy Ф jest mniejszy niz 1. W takim przy-padku moc pozaru uzalezniona jest od wspotczynnika ubytku masy. Jest to zaleznosc proporcjonalna i mozna jq obliczyc na podstawie rownania [3]:

Q = mf ХЛИс (14)

gdzie:

rrif - ubytek masy paliwa, [kg/s];

X - wspotczynnik spalania;

AHc - catkowite ciepto spalania netto, [kJ/kg].

Efektywne ciepto spalania (AHff podczas pozarow nigdy nie b?dzie rowne AHc . Catkowite ciepto spalania netto musi zo-stac skorygowane o pewien wspotczynnik, a doktadnie wspot-czynnik spalania x. Mozna go opisac za pomocq nast?pujqce-go wzoru [3]:

X=^L (15)

AH,

Depending on this ratio, there are two types of combustion. Fuel-controlled combustion takes place when O is lower than 1. In such a case, the heat release rate depends on the mass loss rate. This forms a proportional relationship and can be calculated based on equation [3]:

Q = m f xAHc

(14)

where:

m - fuel mass loss, [kg/s]; X - combustion rate;

AHc - total net heat of combustion [kJ/kg].

Effective heat of combustion (AHff never equals AHc during a fire. The total net heat of combustion must be adjusted for the combustion rate x. It can be described using the following formula [3]:

AH

x=-

AH

(15)

gdzie:

AHceff - efektywne ciepto spalania, [kJ/kg]; AHc - catkowite ciepto spalania netto, [kJ/kg].

Pozar sterowany wentylacjq wystçpuje wtedy, gdy Ф jest wiçkszy niz 1. Od masowego natçzenia przeptywu powietrza zalezy proporcjonalnie moc pozaru. Zaleznosc t? opisuje na-stçpujqce równanie [3]:

AH

Q = m a

r

Qmax = ^ min 1,85ma ^

Xr,AHc,

\

.Af AH

,i f ,i ^

where:

AHc eff - effective heat of combustion, [kJ/kg]; AHc - total net heat of combustion, [kJ/kg].

A ventilation-controlled fire takes place when O is greater than 1. The heat release rate is proportional to the mass flow rate of air. This relationship is described by the following formula [3]:

(16)

AH

Q = m a

r

(16)

gdzie:

ma - masowe nat?zenie przeptywu powietrza, [kg/s];

r - wspotczynnik stechiometryczny;

AHc - catkowite ciepto spalania netto [kJ/kg].

Maksymalna moc pozaru to bardzo wazny parametr. Naj-lepsze dane uzyskuje si? na podstawie badan w skali 1:1. Aby oszacowac maksymalne Q [MW], mozna zastosowac wyraze-nie (17). Zaleznosc t? nalezy stosowac wytqcznie do pozarow, ktore nie sq kontrolowane przez wentylacj? [3]:

(17)

where:

ma - mass flow rate of air [kg/s];

r - stoichiometric ratio;

AHc - total net heat of combustion [kJ/kg].

The maximum heat release rate is a crucial parameter. The best data are obtained based on 1:1 tests. In order to estimate maximum Q [MW], one can use expression (17). This relationship should be applied only to those fires which are not ventilation-controlled.

Q = V min 1.85m V

^max / ' i a / >

Xr AH,.

-; mf

\

.Af AH

,i f ,i ^

(17)

Xr,i = Xr

, = 0.5Z,.Ao H

1/2

(18) (19)

Xr,i = Xr

gdzie:

ma - maksymalne masowe natçzenie przeptywu powietrza, [kg/s]; A¡ - i-ta powierzchnia, [m2];

At - catkowita powierzchnia, suma wszystkich powierzchni A., [m2];

A0¡ - i-ta powierzchnia otwartej przestrzeni, [m2]; H0i - i-ta wysokosc otwartej przestrzeni, [m]; Xr - utamek ciepta pochtoniçty przez powierzchnie; Xri - utamek ciepta pochtoniçty przez i-tq powierzchnie; Lg - ciepto pirolizy, [MJ/kg];

m = 0.5У A„.Hf

a / 'i 0,1 0,1

where:

ma - maximum mass flow rate of air, [kg/s]; A¡ - i-th area, [m2]

At - total area, the sum of all areas A., [m2]; A0¡ - i-th area of an open space, [m2]; H0i - i-th height of an open space, [m]; Xr - fraction of heat absorbed by the area; Xri - fraction of heat absorbed by the i-th area; Lg - heat of pyrolysis, [MJ/kg]; AHci - heat of combustion, [MJ/kg];

(18) (19)

AHci - ciepto spalania, [MJ/kg];

Badania numeryczne

Program komputerowy Fire Dynamics Simulator (FDS) zo-stat stworzony przez amerykanski instytut National Institute of Standards and Technology (NIST) jako aplikacja wykorzystywa-na do modelowania pozarow za pomocq numerycznej dynami-ki ptynow (CFD). Program bazuje na rozwiqzywaniu uproszczo-nego uktadu rownan Naviera-Stokes'a dla prçdkosci przeptywu mniejszej lub rownej 102 m/s. Program zostat opracowany, aby utatwic pracç inzynierom i specjalistom zajmujqcym siç bezpie-czenstwem pozarowym. FDS umozliwia modelowanie rozwoju pozaru oraz analizç zjawisk towarzyszqcych pozarom w geo-metriach prostych oraz ztozonych. Program FDS wykorzystuje modele fizyczne zjawisk do opisu pozaru. Gtownymi modelami numerycznymi sq w tym przypadku: model hydrodynamiczny, model spalania, model promieniowania cieplnego. Fire Dynamics Simulator wykorzystuje rowniez takie moduty jak: geometria i budowa siatek wielokrotnych, obliczenia rownolegte oraz warunki brzegowe [4-5]. Pomimo ztozonosci programu FDS, posiada on pewne ograniczenia. Jednym z gtownych utrudnien jest zatozenie wolnego przeptywu, czyli wartosci prçdkosci mniejszej lub rownej okoto 102 m/s, co stanowi barierç w sto-sowaniu programu w badaniu i poznawaniu procesow takich jak eksplozje. Zastosowanie w programie geometrii prostoliniowej komplikuje odwzorowanie roznych powierzchni nieprzecinajq-cych siç pod kqtem 90 stopni. Rozwiqzaniem tego problemu jest maksymalne zagçszczenie siatki obliczeniowej oraz mozliwie najwierniejsze odwzorowanie elementu za pomocq dostçpnych metod. Dziçki takiemu zabiegowi mozliwe jest zaprojektowa-nie powierzchni lub obiektu maksymalnie przypominajqcego obiekt rzeczywisty. Do wykonania symulacji z jak najwiçkszq doktadnosciq musi byc znana scisle okreslona szybkosc wy-dzielania siç ciepta (HRR). W przypadku gdy szybkosc wydzie-lania ciepta jest nieznana, otrzymane wyniki obarczone bçdq wiçkszq niedoktadnosciq. W programie FDS wykorzystywane sq modele empiryczne, ktore zwiçkszajq doktadnosc wynikow podczas symulacji w pomieszczeniach stabo wentylowanych oraz w pomieszczeniach, gdzie znajduje siç duzo pary wodnej lub dwutlenku wçgla. W programie zostato wykorzystane row-nanie Radiation Transport Equation (RTE), ktore opisuje radia-cyjnq wymianç ciepta dla gazu szarego. Jest ono rozwiqzywane metodq Finie Volume Metod (FVM), czyli metodq objçtosci kon-trolnych. Wykorzystanie tego modelu jest rozwiqzaniem niedo-skonatym ze wzglçdu na radiacjç strumienia na obiekty odlegte od zrodta promieniowania. Dodatkowo sadza moze zaburzac emisjç promieniowania cieplnego [4]. Do wizualizacji danych wyjsciowych, otrzymanych w wyniku symulacji, wykorzysty-wany jest program Smokeview. Program w animowany sposob przedstawia zjawiska pozarowe, takie jak przeptyw dymu, roz-przestrzenianie siç pozaru, ptomien, kierunki rozchodzenia siç temperatury itp. Za pomocq Smokeview mozna rowniez poka-zac wykresy i kierunki wektorow, np. prçdkosci przeptywu dymu lub ciepta. Co wiçcej aplikacja umozliwia biezqce kontrolowanie postçpôw w przygotowywanej symulacji poprzez wyswietlanie obrazu podczas wprowadzania danych wejsciowych. Dziçki temu mozna dokonywac weryfikacji oraz wprowadzac poprawki

Numerical studies

The Fire Dynamics Simulator (FDS) software was developed by the National Institute of Standards and Technology (NIST) to model fires using computational fluid dynamics (CFD). The software is based on a simplified Navier-Stokes equations system for flow velocities less than or equal to 102 m/s. It was designed to streamline the work of fire safety engineers and specialists. FDS makes it possible to model fire development, and to analyse fire phenomena in simple and complex geometries. It utilises physical models of phenomena to describe fires. In this case, the main numerical models are the hydrodynamic model, the combustion model, and the thermal radiation model. The Fire Dynamics Simulator also uses such modules as the multiple mesh geometry and structure, parallel computing, and boundary conditions [4-5]. Despite its complexity, FDS has some limitations. One of the main difficulties is the assumption of free flow, i.e. a velocity which is less than or equal to about 102 m/s, which constitutes a barrier to using the programme in studying and learning about selected processes, such as explosions. The use of rectilinear geometry in the programme makes it complicated to represent surfaces which do not intersect at 90 degrees. To address this problem, one can increase the density of the grid to the maximum, and represent the element using the available methods as precisely as possible. This makes it possible to design areas or objects which resemble the actual ones as close as possible. To perform the simulation with the greatest possible accuracy, one must know a precisely defined heat release rate (HRR). When the heat release rate is unknown, the obtained results can be subject to greater inaccuracy. FDS uses empirical models which increase the accuracy of the results during simulation in poorly ventilated rooms and in rooms with significant amounts of water vapour or carbon dioxide. The programme also uses the Radiation Transport Equation (RTE) which describes radiative heat transfer for a grey gas. It is solved using the Finite Volume Method (FVM). The application of this model is an imperfect solution because of the radiant flux affecting objects located far away from the radiation source. In addition, soot can disturb the emission of thermal radiation [4]. In order to visualize the output data resulting from simulations, the Smokeview programme is used. It animates fire phenomena such as smoke flow, fire propagation, flame, directions of temperature propagation, etc. Also, Smokeview can be used to display graphs and directions of vectors, for example, of smoke flow velocity or heat. Furthermore, the app makes it possible to control the prepared simulation progress on an ongoing basis by displaying images while the input data are being entered. This allows verification and correction to be performed at the modelling stage. Visualising fire phenomena provides great opportunities for improving safety in various facilities. Evacuation of people is among its most significant aspects. The knowledge of the distribution of smoke layers and the time of their movement makes it is easy to plan the evacuation of users from a building or a non-building structure [4].

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

na etapie modelowania. Uzywanie wizualizacji zjawisk pozaro-wych daje duze mozliwosci poprawy bezpieczenstwa w obiek-tach. Jednym z bardziej znaczqcych aspektow jest ewakuacja ludzi. Dzi?ki znajomosci rozktadu warstw dymu oraz czasu ich przemieszczania si?, w tatwy sposob mozna zaplanowac ewakuacja uzytkownikow z budynku lub budowli [4].

Badania numeryczne przeprowadzono w programie Pyro-Sim [5], na podstawie danych doswiadczalnych w duzej skali podczas rzeczywistego pozaru testowego w tunelu Runeha-mar w Norwegii [3]. Wszystkie symulacje wykonano na siatce obliczeniowej o wymiarach 208 x 7 x 5 m. Pojedyncza komorka siatki obliczeniowej miata ksztatt szescianu foremnego o wymiarach 0,5 m. tqcznie komorek obliczeniowych byto 58 240. W badaniach wykorzystany zostat model tunelu przedstawiony na rycinie ponizej. Catkowita dtugosc tunelu wynosita 200 m, szerokosc otworow wlotowego i wylotowego 7 m, natomiast wysokosc otworow 5 m. Sciany nie zostaty zamodelowane jako przeszkody. Do tego celu zostata wykorzystana siatka oblicze-niowa. W tunelu znajdowaty si? dwa wentylatory wyciqgowe umieszczone pod sufitem w odlegtosciach 52,5 i 152,5 m od otworu wlotowego do tunelu. Dystans pomi?dzy urzqdzeniami a osiq tunelu wynosit 2,25 m. Powierzchnia otworow, w ktorych zasysano powietrze oraz dym z pr?dkosciq 3 m/s, rownata si? 1 m2. Dodatkowo zostata utworzona powierzchnia, ktora miata za zadanie wytworzenie przeptywu powietrza w tunelu o pr?d-kosci 2 m/s. W drugim otworze wylotowym granice siatki zostaty otwarte. Dzi?ki temu umozliwiono swobodny wyptyw dymu z tunelu. Zrodto pozaru o wymiarach 4 x 2 x 1 m znajdowato si? w odlegtosci 100 m od wlotu do tunelu. Na tej przeszkodzie utworzono went, ktory symulowat pozar o powierzchni 8 m2.

Numerical studies were conducted in the PyroSim [5] programme, based on large-scale experimental data during an actual fire test in the Runehamar Tunnel in Norway [3]. All simulations were performed on a grid of 208 x 7 x 5 m. A single grid cell was a 0.5 m cube. There were 58,240 such cells in total. The tunnel model presented in the figure below was used in the studies. The total tunnel length was 200 m, the width of the inlet and outlet was 7 m, and their height equalled 5 m. The walls were not modelled as obstacles. A grid was used for this purpose. In the tunnel, there were two exhaust fans located under the ceiling at a distance of 52.5 and 152.5 m from the tunnel inlet. The distance between the devices and the tunnel axis was 2.25 m. The surface of openings in which air and smoke was sucked in with a velocity of 3 m/s was 1 m2. In addition, a surface was established to create an airflow inside the tunnel with a velocity of 2 m/s. In the second outlet, the grid borders were opened. This facilitated the free flow of smoke in the tunnel. The source of the fire, with the dimensions of 4 x 2 x 1 m, was located 100 m from the tunnel inlet. A vent was created on this obstacle, which simulated a fire with an area of 8 m2.

Rycina 6. Widok ogólny tunelu Figure 6. General view of the tunnel

Moc pozaru byta zalezna od realizowanego podczas obli-czen scenariusza rozwoju pozaru. W symulacji wykorzystano funkcj? HRRPUA, którq opisano szybkosc spalania masy na jednostk? powierzchni. Wartosci zostaty zaczerpni?te z danych doswiadczalnych [3]. Do testów wykorzystano cztery moce po-zarów podane w tabeli 6. Parametry pozaru, takie jak temperatura czy pr?dkosc przeptywu powietrza, zmierzono za pomocq urzqdzen do pomiaru fazy gazowej. Termoelementy zostaty umieszczone na dwóch wysokosciach, tj. na wysokosci: 1,8 m oraz 4,7 m. Urzqdzenia do pomiaru pr?dkosci przeptywu powietrza umieszczono nad zródtem na wysokosciach 1,8, 3,25 oraz 4,7 m. Odlegtosci urzqdzeñ od poczqtku tunelu zaprezentowano

The heat release rate depended on the fire development scenario implemented during the calculations. The HRRPUA function was used in the simulation, describing the mass combustion rate per unit area. The values were taken from experimental data [3]. The four heat release rates given in Table 6 were used in the tests. Fire parameters, such as temperature and airflow velocity, were measured using gaseous phase measurement equipment. Thermocouples were positioned at heights of 1.8 m and 4.7 m. Airflow velocity measurement devices were positioned above the source, at heights of 1.8, 3.25 and 4.7 m. The distances between the devices and the tunnel entrance are presented in Figure 7. Centimetre is the basic unit in the fig-

na rycinie 7. Na rycinach opisujqcych geometric tunelu podsta-wowq jednostkq byt centymetr. Natomiast na rycinie 7 w nawia-sach podano odlegtosci urzqdzen od centrum pozaru wyrazone w metrach. W celu tatwej orientacji w rozmieszczeniu poszcze-golnych urzqdzen znajdujqcych siç przed zrodtem wprowadzono znak „-" poprzedzajqcy wartosc odlegtosci wyrazonq liczbowo. Podobnie postqpiono w przypadku termopar znajdujqcych siç za centrum pozaru - wykorzystujqc znak „+".

ures describing tunnel geometry. In turn, Figure 7 displays (in brackets) the distances between the devices and the fire centre in metres. For the ease of orientation in the arrangement of individual devices located ahead of the source, the "-" sign was introduced before the numerical value of the distance. Thermocouples located behind the fire source were marked in a similar fashion, with the "+" sign.

Rycina 7. Schemat rozmieszczenia urzqdzen pomiarowych Figure 7. Locations of measurement equipment

W celu wizualizacji wynikow na modelu zostato utworzo-nych szesc ptaszczyzn wynikowych. Trzy z nich dotyczyty temperatury, dwie widocznosci i jedna prçdkosci przeptywu powietrza. Doktadny opis ptaszczyzn oraz potozenie w geometrii pokazujq rycina 8 oraz tabela 1.

Tabela 1. Wtasciwosci ptaszczyzn wynikowych Table 1. A set of results

To visualise the results, six result planes were superimposed on the model. Three of these concerned temperature, two related to visibility, and one to airflow velocity. A detailed description of the planes and their positioning in the model geometry is shown in Figure 8 and Table 1.

Ptaszczyzna XYZ / XYZ plane Wartosc ptaszczyzny / Plane's value Wielkosc fazy gazowej / Gas phase value

1 Y 5,0 m / 5.0 m Temperatura / Temperature

2 Z 1,8 m / 1.8 m Temperatura / Temperature

3 Z 1,8 m /1.8 m Widocznosc / Visibility

4 Y 2,75 m /2.75 m Pr^dkosc / Velocity

5 Y 5,0 m / 5.0 m Widocznosc / Visibility

6 Z 4,7 m / 4.7 m Temperatura / Temperature

Zrôdto: Opracowanie wtasne. Source: Own elaboration.

Rycina 8 przedstawia utozenie ptaszczyzn na modelu. Ko-lorem zottym zaznaczono ptaszczyzny wynikowe. W jej lewym dolnym rogu znajduje siç uktad odniesienia. Dtugosc tunelu zostata zorientowana wzdtuz osi „X", szerokosc wzdtuz osi „Y",

Figure 8 presents the arrangement of the planes on the model. The result planes are yellow. A frame of reference can be seen in the bottom left corner. The length, width and height of the tunnel were oriented along the "X", "Y" and "Z" axes, re-

natomiast wysokosc wzdtuz osi „Z". Wlot tunelu znajdowat si? spectively, and the tunnel inlet was positioned exactly at the

doktadnie na poczqtku uktadu wspotrz?dnych. Dzi?ki temu beginning of the coordinate system. This made it possible to

w prosty sposob mozna byto okreslic odlegtosci od poszcze- easily determine the distances to individual objects. golnych obiektow.

Rycina 8. Potozenie ptaszczyzn wynikowych na modelu Figure 8. Result areas displayed in the model

Charakterystyka tunelu Runehamar

W tunelu Runehamar przeprowadzono badania eksperymen-talne pozarow w duzej skali. Pomogty one zrozumiec zagadnie-nia zwiqzane z pozarami w tego typu obiektach [3]. W probach tych starano si? jak najlepiej odwzorowac materiat palny, kto-ry moze znajdowac si? w tunelu przy jego zwyktej eksploata-cji. Wykonano tqcznie cztery testy z wykorzystaniem gtownie drewna, materiatow z tworzyw sztucznych, materacy (PUR1), jak rowniez mebli i materiatow gumowych.

Tabela 2. Materiaty uzyte podczas testow Runehamar [3] Table 2. Materials used in the Runehamar experiments [3]

Numer testu / Test No. Opis / Description Masa catkowita / Total mass [kg] Udziat materiatow z tworzyw sztucznych / Percentage of plastic materials [%]

Test 1 Palety drewniane oraz polietylenowe / Wooden and polyethylene pallets 11010 18

Test 2 Palety drewniane materace poliuretanowe / Wooden pallets, polyurethane mattresses 6930 18

Test 3 Meble i opony / Furniture and tyres 8550 18 (brak opon / no tyres)

Test 4 Kubki polistyrenowe w pudetkach kartonowych umieszczone na drewnia-nych paletach / Polystyrene cups in cardboard boxes, on wooden pallets 2850 19

The Runehamar Tunnel characteristics

Large-scale experimental fire tests were carried out in the Runehamar Tunnel. The tests allowed people to better understand the issues related to fires in such structures [3]. Attempts were made to reproduce, as accurately as possible, the combustible material that may be present in the tunnel during its normal use. Four tests in total were carried out using mainly wood, plastic materials, mattresses (PUR1), as well as furniture and rubber materials.

Na potrzeby testow w tunelu Runehamar zastosowano spe-cjalnq konstrukcjç wewnçtrznego tunelu z ptyt ogniochronnych. Tunel Runehamar ma 1,6 km dtugosci, 6 m wysokosci oraz 9 m szerokosci. Stworzona konstrukcja miata okoto 75 m dtugosci, 7,1 m szerokosci oraz 5 m wysokosci. Sktadata siç z ptyt PRO-MATECT-T o grubosci od 45 do 25 mm. Najgrubsze ptyty zostaty umieszczone przy zrodle pozaru. W tak skonstruowanym, we-wnçtrznym tunelu umieszczono przygotowany materiat palny.

1 PUR - Poliuretan

For the purposes of the Runehamar Tunnel experiments, a special internal structure made of fireproof cladding was used. The Runehamar Tunnel is 1.6 km long, 6 m high, 9 m wide. The created structure was 75 m long, 7.1 m wide and 5 m high. It was made of PROMATECT-T boards with a thickness ranging from 45 to 25 mm. The thickest boards were placed near the source of the fire. The prepared flammable material was positioned inside the tunnel.

1 PUR - Polyurethane

Przygotowanie symulacji CFD

Geometría tunelu zostata odwzorowana na podstawie pu-blikacji naukowych zawierajqcych szczegótowe opisy badan doswiadczalnych w tunelu Runehamar [6]. Jednakze na po-trzeby badan numerycznych zostata ona w znacznym stop-niu uproszczona. Przyj^to prostopadtoscienny ksztatt tunelu o dtugosci 200 m, szerokosci 7 m oraz wysokosci 5 m. Pole powierzchni otworu wlotowego wynosito 35 m2. W tunelu Runehamar pole powierzchni otworu wynosito 32 m2. Przeprowa-dzono tqcznie cztery symulacje komputerowe. Czas pojedynczej symulacji wynosit 900 s (dla mocy pozaru 202 MW - 1100 se-kund). W zaleznosci od scenariusza zastosowano rózne moce pozarów(uwzgl^dniajqc wyniki badan doswiadczalnych w tunelu Runehamar) [6]. Czasy osiqgni^cia szczytowej szybkosci wydzielania ciepta równiez nie byty jednakowe. State wartosci pojawiajqce si? w kazdej symulacji to: pr^dkosc powietrza w tunelu oraz pr?dkosc powietrza zasysanego przez dwa wentyla-tory umieszczone pod sufitem.

Tabela 3. Podstawowe parametry wykorzystane w symulacjach Table. 3. Fundamental parameters used in numerical simulations

Preparing CFD simulation

The tunnel geometry was modelled on research papers presenting detailed descriptions of experimental tests in the Runehamar Tunnel [6]. It was, however, significantly simplified for the purposes of numerical studies. It was assumed that the tunnel was cuboidal in shape, 200 m long, 7 m wide and 5 m high. The area of the inlet was 35 m2. In the Runehamar Tunnel, this area equalled 32 m2. In total, four computer simulations were conducted. The time of one simulation was 900 s (for a heat release rate of 202 MW - 1100 seconds). Depending on the scenario, various heat release rates were applied (taking into account the experimental tests carried out in the Runehamar Tunnel) [6]. The times of reaching the peak heat release rate were also not the same. The constant values which appeared in every simulation included the velocity of air in the tunnel and the velocity of air sucked in by the two fans located under the ceiling.

Oznaczenie testu / Test specification Moc pozaru / Heat release rate [MW] Czas osi^gniçcia maksymalnej mocy pozaru / Time until reaching the maximum heat release rate [min] Prçdkosc powietrza w tunelu / Air velocity inside the tunnel [m/s] Prçdkosc powietrza z wentylatorów / Air velocity generated by fans [m/s] Temperatura otoczenia / Ambient temperature [C]

T2 202 18 2 3 12

T2 157 14 2 3 11

ТЗ 119 10 2 3 9,5 / 9.5

T4 б7 14 2 З 11

Dodatkowo - na podstawie wzorów zawartych w publika-cjach naukowych - przeprowadzono równiez obliczenia mate-matyczne w celu porównania wartosci parametrów uzyskanych dziçki symulacji oraz badan doswiadczalnych przeprowadzo-nych w tunelu Runehamar. Podczas obliczen wykorzystano dane literaturowe [3, б].

In addition, based on the formulas presented in scientific publications, mathematic calculations were performed to compare the values of parameters obtained through simulation and experimental tests carried out in the Runehamar Tunnel. Data found in the literature [3, 6] were used in the calculations.

Obliczenie mocy pozaru

Na podstawie równania (14) obliczono maksymalnq moc pozaru, wykorzystujqc dane zawarte w tabeli 4. Sktad materia-towy pozarów testowych zostat przyjçty z tabeli 2.

Tabela 4. Maksymalna szybkosc wydzielania ciepta Table 4. Maximum heat release rate

Calculating the heat release rate

Using formula (14), the maximum heat release rate was calculated, based on the data presented in Table 4. The material composition of the test fires was taken from Table 2.

Nazwa / Name Materia) / Material Ilosc / Quantity [%] A [m2] mf AHc [MJ/kg] X Q [MW]

T1 drewno / wood 82 1024 0,013 I 0.13 1б,7 I 1б.7 0,9 I 0.9 2б5,3 I 2б5.3

materiaty polietylenowe / polyethylene materials 18 1024 0,014 I 0.014 43,б I 43.б 0,9 I 0.9

T2 drewno / wood 82 б07 0,013 I 0.013 1б,7 I 1б.7 0,9 I 0.9 175,9 I 175.9

materace poliuretanowe / polyurethane mattresses 18 б07 0,032 I 0.032 25 0,9 I 0.9

ТЗ meble / furniture 100 2б8 0,02 I 0.02 25 0,9 I 0.9 120,б I 120.б

T4 drewno / wood 81 195 0,013 I 0.013 1б,7 I 1б.7 0,9 I 0.9 б0,0 I б0.0

kubki polistyrenowe / polystyrene cups 19 195 0,035 I 0.03Б 25 0,9 I 0.9

Wyniki otrzymane z testow w tunelu Runehamar odpowia-dajq wynikom uzyskanym za pomocq rownan matematycznych. Roznice pomiçdzy nimi wynoszq okoto 31%, co potwierdza moz-liwosc ich dalszego zastosowania do innych tuneli.

The results following the tests in the Runehamar Tunnel correspond to those resulting from mathematical equations. The differences amounted to approx. 31%, which confirms the possibility of their further application in relation to other tunnels.

Tabela 5. Dane wykorzystane do obliczenia maksymalnej szybkosci wydzielania ciepta Table 5. Data used in the calculation of the maximum heat release rate

Materia) / Material Ubytek masy paliwa na jednostkç powierzchni / Fuel mass loss per unit area [kg/m2s] Ciepto spalania Heat of combustion [MJ/kg]

Olej nap^dowy / Diesel fuel 0,035 / 0.035 39,7 I 39.7

Drewno / Wood 0,013 / 0.013 1б,7 I 1б.7

Materiaty polietylenowe / Polyethylene materials 0,014 / 0.014 43,б I 4З.б

Materiaty poliuretanowe / Polyurethane materials 0,032 / 0.032 25,0 I 25.0

Meble I Furniture 0,020 I 0.020 25,0 I 25.0

Wyniki symulacji

Na podstawie zebranych danych z urzqdzen pomiarowych umieszczonych na wysokosciach 1,8 i 4,7 m wykonano wykre-sy zaleznosci temperatury od czasu. Pod uwagç wziçto odle-gtosc termoelementow od zrodta pozaru. Nalezy rowniez zwro-cic uwagç, ze kazde badanie osiqgato maksymalnq szybkosc wydzielania ciepta w innym czasie. W zwiqzku z tym konieczne jest rozpatrywanie indywidualnie kazdej krzywej.

Simulation results

Based on the data collected from measurement devices located at heights of 1.8 m and 4.7 m, temperature-to-time relation charts were drawn up. The distance between the thermocouples and the fire source was taken into account. It should also be noted that the maximum heat release rate was obtained in every test at different times. Therefore, it is necessary to analyse every curve individually.

Rycina 9. Pomiar temperatury w odlegtosci 70 metrow przed zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 9. Temperature at a distance of 70 m ahead of the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Na rycinie 9 wyraznie widac, ze w catym zakresie badania temperatura powietrza oraz gazów pozarowych w odlegtosci okoto 70 metrów przed zródtem pozaru i na wysokosci 1,8 metra oscylowata w granicach temperatury poczqtkowej. Przy mocach pozarów 202 MW oraz 157 MW minimalne wahania temperatury rozpoczynajq si? po okoto б00 sekundach. W po-zarze o najmniejszej mocy niewielkie zmiany temperatury za-chodzity po okoto 800 sekundach, natomiast w badaniu T3 - po 450 sekundach.

W odlegtosciach 40, 25, 15 m przed zródtem pozaru temperatura nie przekraczata 23°C. Wzrost temperatury w badaniach T1 i T2 rozpoczqt si? po okoto 250 sekundach. Przy mocy pozaru wynoszqcej б7 MW zmiana temperatury rozpoczçta si? po 350 sekundach. Utrzymywanie si? tak niskiej temperatury byto spowodowane oddziatywaniem wzdtuznego przepty-

Figure 9 clearly shows that throughout the entire scope of the test, the air and fire gases temperatures at a distance of approx. 70 metres ahead of the fire source, as well as at a height of 1,8 m, were close to the initial temperature. With the heat release rates of 202 MW and 157 MW, the minimum temperature fluctuations started after about 600 seconds. As regards the fire with the weakest heat release rate, temperature changes were recorded after approx. 800 seconds, while in T3, after 450 seconds.

At the distances of 40, 25, and 15 m ahead of the fire source, temperature did not exceed 23°C. It started to increase in T1 and T2 after about 250 seconds. When the heat release rate equalled 67 MW, temperature started to change after 350 seconds. The fact that temperature remained at such a low level was due to the longitudinal airflow. The movement of air with a velocity of 2 m/s prevents any increase in temperature at a height of 1,8 me-

wu powietrza. Ruch powietrza o pr^dkosci 2 m/s uniemozliwia wzrost temperatury na wysokosci 1,8 m nad poziomem podtogi. Dodatkowo gorqce gazy pozarowe pod wptywem sit wyporu sa-moistnie unosity si? do gory. Nalezy pami^tac, ze w badaniach przyj^to rozne temperatury poczqtkowe. W zwiqzku z tym, przy tak niewielkich zmianach temperatur wyst?powaty minimalne roznice wartosci maksymalnych pomi?dzy krzywymi.

tres above the floor. In addition, hot fire gases were raised spontaneously by the buoyant force. One should bear in mind that various initial temperatures were assumed in the tests. Therefore, very slight differences in the maximum values were observed between the curves, with small changes in temperature.

Rycina 10. Pomiar temperatury w odlegtosci 40 m przed zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 10. Temperature at a distance of 40 m ahead of the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Rycina 11. Pomiar temperatury w odlegtosci 25 m przed zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 11. Temperature at a distance of 25 m ahead of the fire source and a height of 1.8 m above the floor

Rycina 12. Pomiar temperatury w odlegtosci 15 m przed zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 12. Temperature at a distance of 15 m ahead of the fire source and a height of 1.8 m above the floor

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

-2Q2MW

■157MW

-119MW

-67 MW Cías / Time [s]

Rycina 13. Pomiar temperatury nad zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 13. Temperature over the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Nad zródtem pozaru, we wszystkich rozpatrywanych przy-padkach, temperatura zacz^ta wzrastac juz po okoto 40 sekundach - z wyjqtkiem badania T4 (po okoto 80 sekundach). Krzy-we temperatury dla niemal wszystkich mocy pozarów wzrastaty z podobnq szybkosciq do 400 sekundy. Jedynie krzywa pozaru o mocy 67 MW wzrastata nieco wolniej. Po osiqgni^ciu tego czasu jej temperatura wynosita 300°C, a pozostatych testów 400°C. Po przekroczeniu okoto 7 minuty, szybkosc przyrostu temperatury dla poszczególnych pozarów nie byta juz jedna-kowa. Najwolniej pod wzgl^dem mocy wzrastata temperatura najmniejszego pozaru (okoto 500°C nad zródtem). W pozostatych próbach temperatura maksymalna oscylowata w granicach 720°C. Zaobserwowac mozna nagty skok temperatury w krót-kim odst^pie czasowym. Dla krzywej, która reprezentowata moc pozaru równq 119 MW, przyrost ten wystqpit w przedzia-le okoto 400-600 sekundy. Z kolei przebieg temperatury dla 157 MW wzrastat gwattownie od okoto 8 do 12 minuty. Pozar o mocy 202 MW powodowat najszybszy przyrost temperatury w czasie od okoto 10 do 13 minuty. Charakterystyczne jest, ze nagty wzrost temperatury dla trzech najwi^kszych mocy pozarów rozpoczynat si? przy temperaturze okoto 400°C.

In all the analysed cases, temperature started to increase above the fire source after approx. 40 seconds, except for T4 (in which case it started to grow after about 80 seconds). The temperature curves for nearly all heat release rates increased at a similar pace until 400 seconds. Only the curve for a heat release rate of 67 MW rose a bit slower. After reaching this time, its temperature was 300°C while the temperature in the other tests was 400°C. After about 7 minutes, the temperature increase rate for individual fires was no longer the same. Temperature of the smallest fire increased at the slowest rate, in terms of the heat release rate (about 500°C above the source). In the remaining tests, the maximum temperature revolved around 720°C. One can observe a sudden spike in temperature within a short period of time. For the curve which represents a heat release rate of 119 MW, this increase took place in the 400-600 seconds range, whereas for 157 MW, temperature increased rapidly from about minute 8 to minute 12. In the fire with a heat release rate of 202 MW, temperature increased at the fastest rate from about minute 10 to minute 13. It is worth noting that for the three greatest heat release rates the sudden spike in temperature took place at a temperature of approx. 400°C.

Rycina 14. Pomiar temperatury w odlegtosci 10 m za zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 14. Temperature at a distance of 10 m behind the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Rycina 15. Pomiar temperatury w odlegtosci 20 m za zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 15. Temperature at a distance of 20 m behind the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Rycina 16. Pomiar temperatury w odlegtosci 40 m za zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 16. Temperature at a distance of 40 m behind the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Rycina 17. Pomiar temperatury w odlegtosci 70 m za zrodtem pozaru i na wysokosci 1,8 m od poziomu podtogi Figure 17. Temperature at a distance of 70 m behind the fire source and at a height of 1.8 m above the floor

Przedstawione przebiegi temperatury obrazujq jej wzrost w czasie, ktory uzalezniony jest od odlegtosci za zrodtem pozaru. Z obserwacji wynika, ze najwyzsza temperatura na wysokosci 1,8 m nad poziomem podtogi wyst?powata w odlegtosci 40 i 70 m od pozaru, natomiast najnizszq temperature rz?du

The presented temperature curves illustrate temperature increase over time, which depends on the distance behind the fire source. The observations indicate that the highest temperature at a height of 1.8 m above the floor occurred at the distances of 40 and 70 m to the fire, while the lowest temperature (500°C) for

500°C, dla wszystkich prób z wyjqtkiem pozaru o mocy 67 MW, odnotowano 10 m za zródtem. Prawdopodobnq przyczynq po-wyzszego byt brak odpowiedniego mieszania si? chtodnych prq-dów powietrza przeptywajqcych przez centrum pozaru dzi?ki wentylacji wzdtuznej. W masach powietrza wystqpita róznica cisnien, przez co nie doszto do wymiany ciepta pomi?dzy war-stwami. Po uptywie okoto 800 sekund krzywa temperatury ba-dania o najwi?kszej mocy gwattownie wzrosta. Stato si? tak w przypadku pozostatych dwóch badan o sredniej mocy. W naj-mniejszym pozarze wykres wzrastat stabilnie, bez wi?kszych odchylen. Na rycinach 18 i 19 zauwazyc mozna charakterystycz-ny przedziat czasowy, w którym temperatura utrzymywata si? na poziome 400°C. Wnioskowac mozna, ze przeptyw powietrza spowodowany dziataniem wentylacji wptynqt na zatrzymanie wzrostu temperatury. W zaleznosci od mocy pozaru zjawisko to rozpocz?to si? w róznych momentach i trwato przez okreslo-ny czas. W strefie podsufitowej temperatura znaczqco wzrosta w porównaniu z wartosciami otrzymanymi na wysokosci 1,8 metra nad poziomem podtogi. W badanych odlegtosciach od zródta pozaru temperatura rosta do okreslonych wartosci maksymalnych, niezaleznie od mocy pozaru. Rózny jest nato-miast czas osiqgni?cia danej wartosci temperatury. W badaniu, w którym przyj?to najmniejszq wartosc, czas ten byt najdtuz-szy. Dziatanie powietrza opózniato znacznie akumulacj? ciepta w zaleznosci od mocy pozaru. Zauwazyc mozna, ze wzrost ten nast?powat nagle. Po osiqgni?ciu wartosci maksymalnej temperatura nieznacznie spadata. Moze to swiadczyc o ustabili-zowaniu si? przeptywu w górnych warstwach tunelu. Wraz ze zmniejszeniem odlegtosci do zródta temperatura rosta. W odlegtosci 70 metrów przed centrum pozaru temperatura wynosita okoto 140°C, natomiast termopara umieszczona w odlegtosci 15 metrów wskazywata na okoto 350°C.

all tests, except for the fire with a heat release rate of 67 MW, was recorded 10 m behind the fire source. The above was probably caused by the cold air currents, which were flowing through the fire centre due to longitudinal ventilation, not mixing properly. There was a pressure difference between the air masses, which prevented heat transfer between the layers. After about 800 seconds, the temperature curve for the highest heat release rate test increased rapidly. This was also the case for the two medium heat release rate tests. When it comes to the weakest fire, the curve increased steadily with no major deviations. Figures 18 and 19 present the characteristic period of time in which the temperate remained at 400°C. One can conclude that the airflow caused by ventilation prevented the increase in temperature. Depending on the heat release rate, this phenomenon started at different moments and lasted for a specific time. In the ceiling zone, temperature increased significantly in comparison to the values recorded at 1,8 metres above the floor. At the tested distances from the source of fire, temperature increased to certain maximum values, regardless of the heat release rate. The time needed to reach a given temperature differed. In the test in which the lowest value was assumed, this time was the longest. The impact of air significantly delayed the accumulation of heat depending on the heat release rate. Of note is the fact that this increase was of a sudden character. After reaching the maximum value, temperature dropped slightly. This can prove that the flow stabilised in the upper sections of the tunnel. Also, the smaller the distance to the source, the higher the temperature. At a distance of 70 metres ahead of the fire centre, the temperature was about 140°C, while the thermocouple located at a distance of 15 metres indicated approx. 350°C.

Rycina 18. Pomiar temperatury nad zrodtem pozaru na wysokosci 4,7 m od poziomu podtogi Figure 18. Temperature over the fire source and at a height of 4.7 m from the floor

Na rycinie 18 zauwazyc mozna charakterystyczne zjawisko. Dla pozarów o mocy 202 MW, 157 MW, 119 MW temperatura gwattownie rosta w przedziale czasowym od 100 do 500 sekund do wartosci maksymalnych. W tym okresie nastq-pito intensywne wydzielanie gorqcych gazów. Po okoto osmiu minutach krzywe zacz?ty opadac. Swiadczy to o ustabilizo-waniu si? przeptywu powietrza nad zródtem. Nadmiar ciepta

Figure 18 shows a characteristic phenomenon. For fires with heat release rates of 202 MW, 157 MW and 119 MW, temperature increased rapidly from second 100 to second 500, to reach the maximum values. Hot gases were intensively generated within this period. After about eight minutes, the curves started to drop. This indicates that the airflow above the source became stabilised. Excess heat was transported by the ventilation sys-

zostat przetransportowany za pomocq wentylacji ku wylotowi z tunelu. W krzywej opisujqcej badanie z uzyciem mocy pozaru równej 67 MW nie zanotowano takiego zjawiska. Wentylacja na biezqco odprowadzata nadmiar gorqcych gazów pozarowych ku krancowi tunelu. Na podstawie przeprowadzonych badan numerycznych zauwazyc mozna, ze wi^ksza cz^sc gorqcych gazów pozarowych transportowana byta zgodnie z kierunkiem przeptywu powietrza wymuszonego przez wentylacja Wraz z tymi gazami przenoszone byto ciepto. Wartosc temperatury maksymalnej zostata osiqgni^ta 10 metrów za zródtem pozaru oraz oscylowata w granicach 1400°C. Maksymalna temperatura podczas pozaru w tunelu zostata obliczona na podstawie równan (22) i (23).

Tabela 6. Dane przyj^te do obliczen maksymalnej temperatury Table 6. Data used for the calculation of the maximum temperature

tem to the outlet. No such phenome non was observed as regards the curve illustrating a 67 MW fire. The ventilation system continuously discharged excess hot fire gases to the end of the tunnel. Based on the conducted numerical studies, one can observe that the major part of the hot fire gases was transported in the direction of the airflow forced by the ventilation system. Heat was transported along with these gases. The maximum temperature was reached 10 metres behind the fire source and fluctuated around 1400°C. The maximum temperature during a tunnel fire was calculated using formulas (22) and (23).

Numer testu Q g A b p, cf T, «о ,

/ Test number [kW] [m/s2] [m2] [m] [kg/m3] [kJ/KgK] [K] [m/s]

T1 202000 9,81 I 9.81 1024 36,11729 I 36.11729 1,2 I 1.2 1,012 I 1.012 285 2

T2 157000 9,81 I 9.81 607 27,80734 I 27.80734 1,2 I 1.2 1,012 I 1.012 284 2

T3 119000 9,81 I 9.81 268 18,47705 I 18.47705 1,2 I 1.2 1,012 I 1.012 282,5 I 282.5 2

T4 67000 9,81 I 9.81 195 15,76095 I 15.76095 1,2 I 1.2 1,012 I 1.012 284 2

Zródto: Opracowanie wtasne. Source: Own elaboration.

Tabela 7. Wyniki obliczen maksymalnej temperatury Table 7. Calculation results of maximum temperature

Numer testu Q Hf T

/ Test number [kW] [m] [°C]

T1 202000 4 1350

T2 157000 4 1350

T3 119000 4 1350

T4 67000 4 1350

Zrodto: Opracowanie wtasne. Source: Own elaboration.

Porownujqc wartosci maksymalne uzyskane w symulacjach numerycznych w programie Fire Dynamics Simulator z warto-sciami obliczonymi na podstawie prostych modeli kalkulacyj-nych, mozna stwierdzic, ze poszczegolne wartosci temperatury maksymalnej w zaleznosci od mocy pozaru odpowiadajq sobie nawzajem. Swiadczy to o tym, ze model zostat wykona-ny poprawnie i zjawiska w nim zachodzqce odwzorowujq rze-czywistosc.

Na rycinach 19-22 zaprezentowano pola rozktadu temperatury w zaleznosci od mocy pozaru. Wentylacja, ktora wymuszata wzdtuzny przeptyw powietrza, oddziatywata na ogien, powodu-jqc przeptyw gorqcych gazow pozarowych w strong otworu wy-lotowego z tunelu. W zaleznosci od symulacji, gradacja temperatury wzdtuz tunelu byta rozna. Na rycinach dobrze widoczne jest oddziatywanie przeptywajqcego powietrza na temperature na wysokosci 1,8 m od podtogi tunelu. Widac tam, ze wyso-ka temperatura gromadzita si? pod sufitem, natomiast swieze

After comparing the maximum values obtained in the numerical simulations performed in the Fire Dynamics Simulator with the values calculated with simple calculation models, one can state that the individual values of the maximum temperature correspond to one another, depending on the heat release rate. This proves that the model was designed correctly, and also that the phenomena observed within it reflect real conditions.

Figures 19-22 demonstrate temperature distribution for various heat release rates. The ventilation forcing the longitudinal airflow exerted an impact on the fire, resulting in the flow of hot fire gases towards the tunnel outlet. Depending on the simulation, the temperature gradient in the tunnel varied. The figures clearly show the impact of the airflow on the temperature at a height of 1.8 m above the floor of the tunnel. It can be noted that high temperature was accumulated under the ceiling, and low-temperature fresh air reached the fire centre. Hot

powietrze o niskiej temperaturze docierato do centrum poza ru. Gorqce gazy pozarowe nie rozprzestrzeniaty siç wraz z dy mem w kierunku przeciwnym do kierunku dziatania wentylacji

fire gases did not spread with smoke in the direction opposite to ventilation.

i-jno.d

S E 1

Kc.a

Rycina 19. Pole rozktadu temperatury, Y = 5, T1 Figure 19. Temperature distribution, Y = 5, T1

Rycina 20. Pole rozktadu temperatury, Y = 5, T2 Figure 20. Temperature distribution, Y = 5, T2

Rycina 21. Pole rozktadu temperatury, Y = 5, T3 Figure 21. Temperature distribution, Y = 5, T3

Rycina 22. Pole rozktadu temperatury, Y = 5, T4 Figure 22. Temperature distribution, Y = 5, T4

«ton Sfojl csc a

Rycina 23. Wizualizacja przeptywajgcego dymu, Y = 5, T1 Figure 23. Smoke movement visualisation, Y = 5, T1

Rycina 24. Wizualizacja przeptywajgcego dymu, Y = 5, T2 Figure 24. Smoke movement visualisation, Y = 5, T2

E JEG

Rycina 25. Wizualizacja przeptywajgcego dymu, Y = 5, T3 Figure 25. Smoke movement visualisation, Y = 5, T3

5K.C

Rycina 26. Wizualizacja przeptywajgcego dymu, Y = 5, T4 Figure 26. Smoke movement visualisation, Y = 5, T4

Na podstawie rycin 23-26 zauwazyc mozna, ze przy kazdej mocy pozaru wyst?powat efekt cofania si? dymu, zwany w li-teraturze jako backlayering [3]. Jak przedstawiajq wizualizacje, dtugosc odcinka dymu dla wszystkich testow byta podobna przy osiqgni?ciu maksymalnej mocy. Rycina 26 pokazuje, ze w sy-mulacji T4 w pierwszej fazie pozaru dym nie cofat si?. Pr?dkosc powietrza byta wystarczajqca, aby zatrzymac gazy pozarowe. Podobnie sytuacja wyglqda w symulacji T1. W czasie do 200 se-kund dym nieznacznie zaczqt si? cofac. Najwi?kszq dtugosc backlayeringu odnotowano w badaniu T3. Po okoto 8 minutach dtugosci odcinkow cofajqcego si? dymu we wszystkich bada-niach wyrownaty si?. Pr?dkosc powietrza w tunelu nie spowo-dowata zatrzymania rozprzestrzeniania si? dymu. Niezaleznie od mocy pozaru raz z jego rozwojem dym przemieszczat si?

Based on Figures 23-26, one can observe a phenomenon referred to as backlayering [3] with every heat release rate. As presented in the visualisations, the length of the smoke section for all the tests was similar once the maximum heat release rate was reached. Figure 26 shows that in T4, in the initial stage of the fire, no backlayering was observed. The airflow velocity was sufficient to stop the fire gases. A similar situation was observed in T1. Within 200 seconds smoke started to move back slightly. The longest backlayering was recorded in T3. After about 8 minutes, the length of the backlayering sections of smoke levelled off in all the tests. Air velocity in the tunnel did not stop the spread of smoke. Irrespective of the heat release rate, as the fire developed, the smoke moved opposite to the airflow direction up to the point where it stopped. In all cases, the smoke stop-

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

niezgodnie z kierunkiem przeptywu powietrza az do miejsca, w którym si? zatrzymat. We wszystkich przypadkach dym za-trzymat si? w podobnej odlegtosci od zródta pozaru. Na podsta-wie równan (1) i (2) obliczono dtugosci odcinka cofajqcego si? dymu. Wyniki zostaty przedstawione w tabelach 8 i 9. Wedtug obliczen dtugosc odcinka powinna wynosic okoto 40 metrów i byc jednakowa dla wszystkich mocy pozaru. Pr?dkosc wzdtuz-na powietrza, którq nalezatoby wytworzyc, aby zapobiec cofa-niu si? dymu, wynosi okoto 3 m/s.

ped at a similar distance to the fire source. Using equations (1) and (2), the length of the section of backlayering smoke was calculated. The results are presented in Tables 8 and 9. Based on the calculations performed, the length of this section should be approx. 40 metres, and it should not differ for any of the heat release rates. The longitudinal air velocity which should be generated to prevent backlayering is approx. 3 m/s.

Tabela 8. Dane wykorzystane do obliczen dtugosci odcinka cofajgcego si? dymu oraz pr?dkosci krytycznej Table 8. Data used for the calculation of the backlayering effect and critical velocity

Nr testu / Test number Q [kW] P 0 [kg/m3] [kJ/kgK] g [m/s2] T0 [K] H [m] u0 [m/s]

T1 202000 1,2 / 1.2 1,012 / 1.012 9,81 / 9.81 285 5 2

T2 157000 1,2 / 1.2 1,012 / 1.012 9,81 / 9.81 284 5 2

T3 119000 1,2 / 1.2 1,012 / 1.012 9,81 / 9.81 282,5 / 282.5 5 2

T4 67000 1,2 / 1.2 1,012 / 1.012 9,81 / 9.81 284 5 2

Tabela 9. Dtugosc cofajgcego si? dymu oraz pr?dkosc krytyczna Table 9. Backlayering length and critical velocity

Nr testu / Test number h [m] uc [m/s]

T1 37,86051 / 37.86051 3,011535 / 3.011535

T2 37,86051 / 37.86051 3,011535 / 3.011535

T3 37,86051 / 37.86051 3,011535 / 3.011535

T4 37,86051 / 37.86051 3,011535 / 3.011535

Podsumowanie i wnioski

Na podstawie wykonanych badan numerycznych przyblizo-no zjawiska, jakie zachodzq w trakcie pozaru w tunelu drogo-wym. Otrzymane dane mozna analizowac i interpretowac, wy-ciqgajqc przy tym wnioski, które przyczyniq si? do zwi?kszenia bezpieczenstwa w tunelach. Jednym z najwazniejszych aspek-tów, który ma bezposredni wptyw na bezpieczenstwo ludzi pod-czas pozaru, jest dobór odpowiedniego systemu wentylacji. Na rynku istnieje wiele rozwiqzan systemowych, posiadajqcych za-równo wady, jak i zalety. W badanych przypadkach wykorzysta-no wentylacj? wzdtuznq wraz z dwoma wentylatorami wywiew-nymi. Wentylacja wzdtuzna wytwarzata przeptyw powietrza o pr?dkosci 2 m/s w catym przekroju tunelu. Zadaniem wenty-latorów byto usuwanie dymu i toksycznych produktów spalania. Na podstawie otrzymanych wyników mozna stwierdzic, ze przeptyw powietrza o pr?dkosci 2 m/s ogranicza rozprzestrzenianie si? ciepta na wysokosci 1,8 m od poziomu podtoza tunelu, nieza-leznie od mocy pozarów przyj?tych w badaniach. Najwczesniej temperatura zacz?ta wzrastac dla pozaru o mocy 119 MW, a naj-pózniej dla pozaru o mocy 67 MW. W dalszych cz?sciach tunelu temperatura zmieniata si? w wqskim zakresie i nie przekroczyta 22°C. Temperatura nad zródtem dochodzita do wartosci 700°C, natomiast za centrum pozaru maksymalna temperatura wyno-

Summary and conclusions

The phenomena that occur during a fire in road tunnels were described based on the numerical tests carried out. The obtained data can be analysed and interpreted, and conclusions can be drawn to improve safety in tunnels. The selection of the appropriate ventilation system is one of the most important aspects influencing the safety of people during a fire. There are many system solutions available on the market, which have their advantages and disadvantages. In the cases studied, longitudinal ventilation was used along with two exhaust fans. Longitudinal ventilation generated airflows at a velocity of 2 m/s in the entire tunnel cross-section. The purpose of the fans was to remove smoke and toxic products resulting from the combustion process. Based on the obtained results, it can be concluded that an airflow rate of 2 m/s reduces the spread of heat at a height of 1.8 m from the floor of the tunnel, regardless of the heat release rates adopted in the tests. The temperature started to increase firstly for a 119 MW fire, and at the latest for a 67 MW fire. In further sections of the tunnel, temperature changed to a very limited extent and did not exceed 22°C. Above the source, temperature reached 700°C, while behind the fire centre the maximum temperature was approx. 1200°C. An analysis of temperature curves at a height of 1.8 m above the floor confirmed that,

sita okoto 12QQ°C. Analiza wykresów temperatur dla wysokosci 1,8 m nad poziomem podtogi potwierdza, ze mimo róznych mocy pozaru przyjçtych w symulacjach, wentylacja powodowata za-hamowanie rozprzestrzeniania siç ciepta w kierunku przeciw-nym do kierunku przeptywu powietrza. Ciepto byto transporto-wane ku otworowi wylotowemu z tunelu. Podobnie wyglqdat rozktad temperatur dla strefy podsufitowej. W odlegtosci 15 m od centrum pozaru temperatura wynosita okoto 350°C. Wraz ze wzrostem dystansu od zródta w stronç otworu wlotowego temperatura malata. W odlegtosci 10 m za centrum pozaru temperatura osiqgata swojq maksymalnq wartosc. W zaleznosci od mocy pozaru czas osiqgniçcia tej temperatury byt rózny. Wptyw wentylacji ograniczat kumulowanie siç ciepta w jednym miej-scu. Skutecznosc wentylacji zalezata od mocy pozaru, a takze od czasu, który potrzebny jest do osiqgniçcia jej maksymalnej wartosci. Skutecznosc ta byta wiçksza - to znaczy temperatura wzrastata po dtuzszym czasie od rozpoczçcia spalania - dla pozarów T4 i T1. Najbardziej widoczne róznice w skutecznosci dziatania wentylacji widac na rycinie 1В. W badaniu z najmniej-szq mocq zródta pozaru czas potrzebny do uzyskania temperatury okoto 400°C byt o 300 sekund dtuzszy, niz w badaniu z wy-korzystaniem mocy równej 119 MW. Od szybkosci wydzielania ciepta zalezy takze ilosc wydzielanego dymu. Wentylacja zasto-sowana w symulacjach nie zapobiegata tworzeniu siç backlay-eringu. Dtugosc odcinka dymu przemieszczajqcego siç w kierunku przeciwnym do kierunku przeptywu powietrza w kazdym z badan siçgata okoto 7Q m po czasie osiqgniçcia maksymalnej mocy pozaru. Moment, w którym rozpoczynat siç efekt backlay-eringu zalezat od ilosci wydzielanego ciepta w jednostce czasu, a takze od prçdkosci powietrza wytworzonej przez wentylacjç. Porównujqc symulacje, w której wykorzystano moc pozaru rów-nq 119 MW i 67 MW, zauwazyc mozna, ze dym w symulacji T4 nie cofa siç po 2QQ sekundach, a w symulacji T3 proces cofania juz siç rozpoczqt. Wraz ze zmniejszeniem mocy pozaru wydzie-lanej w jednostce czasu skutecznosc wentylacji rosnie. Z wy-konanych badan wynika, ze wentylacja najskuteczniej dziatata w badaniu T4, zas jej najmniejszq skutecznosc uzyskano w symulacji T3. Wraz z rozprzestrzenianiem siç dymu zmniejszata siç widocznosc. Przeptyw powietrza sprawit ze warstwy dymu zaczçty siç mieszac. Zaburzato to stratyfikacjç oraz obnizato widzialnosc za centrum pozaru. W zwiqzku z tym skutecznosc wentylacji malata. Zauwazyc mozna, ze w 30 sekundzie bada-nia widocznosc zarówno przed, jak i za zródtem pozaru, na wy-sokosci 1,8 m dla wszystkich symulacji umozliwiata bezpiecz-nq ewakuacjç. Przeptyw powietrza powodowat kumulowanie siç dymu przy scianach tunelu. W pozarach, w których zasto-sowano moc zródta wynoszqcq 157 MW i 119 MW po uptywie 60 sekund, widocznosc do okoto 50 m za centrum pozaru zna-czqco siç pogorszyta. Duze ilosci dymu wydzielane podczas tych pozarów mieszajq siç z wttaczanym powietrzem, dopro-wadzajqc do zaburzenia stratyfikacji. Wraz ze wzrostem mocy pozaru przypadajqcej na jednostkç czasu zwiçkszata siç ilosc wydzielonego dymu. Powodowato to obnizenie skutecznosci wentylacji. Na podstawie pomiarów prçdkosci powietrza wy-konanych nad zródtem pozaru stwierdzono, ze ruch powietrza na wysokosciach 1,В i 3,25 m odbywat siç zgodnie z kierunkiem przeptywu wytworzonym przez wentylacjç wzdtuznq. W strefie

despite the differences in the heat release rates assumed in the simulations, ventilation slowed down the spread of heat in the direction opposite to the airflow. The heat was transported towards the tunnel outlet. The temperature distribution for the ceiling zone was similar. At a distance of 15 m to the fire centre, temperature reached the level of around 350°C. Moving towards the outlet, as the distance between the fire source increased, the temperature levels decreased. At a distance of 10 metres behind the fire centre, temperature reached its maximum value. The time of reaching this temperature varied depending on the heat release rate. The impact of ventilation limited the accumulation of heat in a single spot. The effectiveness of ventilation depended on the heat release rate, as well as on the time needed for it to reach the maximum value. This efficiency improved, i.e., the temperature increased after a longer period of time from the combustion, for T4 and T1 fires. The most striking differences in ventilation efficiency can be seen in Figure 18. In the test with the lowest heat release rate, the time needed to reach a temperature of approx. 400°C was by 300 seconds longer than in the test of a fire with a heat release rate of 119 MW. The heat release rates also determine the amount of smoke generated. The ventilation applied in the simulations did not prevent backlayering. The length of the section of smoke moving in the opposite direction to the airflow in each of the tests equalled about 70 m after the maximum heat release rate had been reached. The moment of the onset of backlayering depended on the amount of heat generated in a unit of time, as well as on the velocity of the airflow generated by ventilation. By comparing the simulations with heat release rates of 119 MW and 67 MW, it can be noted that smoke in T4 does not backlay-er after 200 seconds, and that it has already started in T3. The efficiency of ventilation improves as the heat release rate per a unit of time decreases. The results of the study demonstrate that ventilation was the most effective in T4, and the least effective in T3. Visibility decreased along with the spread of smoke. Airflow resulted in the mixing of smoke layers. This disturbed stratification and reduced visibility behind the fire centre. Thus, the efficiency of ventilation decreased. One can note at second 30 of the test that the visibility both ahead of and behind the fire source, at a height of 1.8 m, allowed safe evacuation in all simulated scenarios. The airflow resulted in the accumulation of smoke near the walls of the tunnel. In the fires with heat release rates of 157 MW and 119 MW, visibility behind the fire centre deteriorated significantly after 60 seconds. Large volumes of smoke generated during these fires mix up with the force-fed air, causing disturbed stratification. As the heat release rate per unit of time increased, the amount of the generated smoke grew. This caused a decrease in ventilation efficiency. Based on air velocity measurements taken above the fire source, it was found that at heights of 1.8 m and 3.25 m air moved in the direction of the flow generated by longitudinal ventilation. In the ceiling zone, the airflow velocity was insufficient to prevent the spread of smoke and temperature towards the tunnel inlet. The heat release rate had a minimum impact on these velocities, but it influenced the time required to reach them. Due to the phenomena taking place under the ceiling, the airflow velocities were unstable. The efficiency of fire ventilation in road

podsufitowej prçdkosc przeptywu powietrza nie byta wystarcza-jqca, aby zapobiec rozprzestrzenianiu siç dymu i temperatury w strong otworu wlotowego do tunelu. Moc pozaru miata mini-malny wptyw na te prçdkosci, jednakze oddziatywata na czas ich osiqgniçcia. W wyniku zjawisk zachodzqcych pod sufitem prçdkosci przeptywu powietrza byty niestabilne. Skutecznosc wentylacji pozarowej zastosowanej w tunelu drogowym zalezy od wielu czynnikow. Badania przeprowadzone w pracy pozwa-lajq na stwierdzenie, ze skutecznosc wentylacji zalezy miçdzy innymi od mocy pozaru wydzielanej w jednostce czasu. Wraz ze wzrostem tego parametru maleje skutecznosc systemow odprowadzania dymu i gorqcych gazow pozarowych. Podczas badan nie zauwazono wptywu wentylatorow wyciqgowych na skutecznosc dziatania wentylacji pozarowej. Aby okreslic ten wptyw, nalezy przeprowadzic dodatkowe badania. Dodatko-wo nalezatoby kontynuowac przedmiotowe badanie z uzyciem mniejszych siatek obliczeniowych, np. 10 x 10 cm, jak rowniez przy zastosowaniu innych modeli turbulencji. Pozwolitoby to na dokonanie szerszej oceny wptywu ruchow powietrza wokot wentylatorow na przeptyw w catym przekroju tunelu.

tunnels is conditional on a number of factors. The tests carried out within this work allow us to conclude that the efficiency of fire ventilation depends, among other things, on the heat release rate in a unit of time. As this parameter grows, the efficiency of smoke and hot fire gas extraction systems decreases. During the tests, the exhaust fans were found to have no impact on the effectiveness of fire ventilation. In order to determine it, further tests should be conducted. In addition, the study at hand should be continued using smaller grids, e.g. 10 x 10 cm, also with other turbulence models applied. This would make it possible to evaluate, in broader terms, the impact of air movement around the ventilators on the airflow in the entire tunnel cross-section.

Literatura / Literature

[1] Mizielinski B., Kubicki G., Wentylacjapozarowa. Oddymianie, WNT, Warszawa 2012.

[2] Pofit-Szczepanska M., Potka M., Zabojcze produkty spalania, „Przeglgd Pozarniczy" 2014, 7.

[3] Inganson H., Li Y.Z, Lönnermark A., Tunnel fire dynamics, Springer, 2015.

[4] McGrattan K., McDermott R., Weinschenk C., Overholt K., Ho-stikka S., Floyd J., Fire Dynamics Simulator User's Guide, National Institute of Standards and Technology Special Publication 1019, 2013.

[5]

[6]

[7]

http://pyrosim.pl/ [dost<?p: 28.11.2018].

Nawrat S., Napieraj S., Schmidt-Polanczyk N., Zastosowanie mo-delowania numerycznego dla oceny bezpieczenstwa uzytkownikow tunelu drogowego z wentylacjq wzdluznq w warunkach pozaru, Bu-downictwo podziemnej bezpieczenstwo w komunikacji drogowej i infrastrukturze miejskiej, AGH, Krakow 2016. Inganson H., Li Y.Z., Lönnermark A., Runehamar tunel fire tests, "Fire Safety Journal" 2015, 71, 134-149.

BRYG. DR HAB. INZ. RAFAt POROWSKI - w roku 2002 ukonczyt stu-dia na Wydziale Inzynierii Bezpieczenstwa Pozarowego w Szkole Gtownej Stuzby Pozarniczej. W 2013 r. uzyskat stopien doktora nauk technicznych na Wydziale Mechanicznym Energetyki i Lotnictwa Po-litechniki Warszawskiej, a w 2019 r. stopien doktora habilitowanego nauk technicznych na Wydziale Instalacji Budowlanych, Hydrotechni-ki i Inzynierii Srodowiska Politechniki Warszawskiej. Jest adiunktem na Wydziale Inzynierii Srodowiska, Geomatyki i Energetyki Politechniki Swi^tokrzyskiej w Kielcach. Specjalnosc - procesy spalania i modelowanie numeryczne. Od 2018 r. petni funkcj? zast^pcy dy-rektora Centrum Naukowo-Badawczego Ochrony Przeciwpozaro-wej - PIB.

BRIG. RAFAt POROWSKI, D.SC. ENG. - in 2002 he graduated from the Faculty of Fire Safety Engineering of the Main School of Fire Service. In 2013 he obtained the degree of Doctor of Technical Sciences at the Faculty of Power and Aeronautical Engineering of the Warsaw University of Technology, and in 2019 he was conferred a post-doctoral degree in technical sciences at the Faculty of Building Services, Hydro and Environmental Engineering of the Warsaw University of Technology. Currently works as an Assistant Professor at the Faculty of Environmental, Geomatic and Energy Engineering of the Kielce University of Technology. He specialises in combustion processes and numerical modelling. Since 2018, he has been Deputy Director of the Scientific and Research Centre for Fire Protection - National Research Institute.

Mt. KPT. INZ. PAWEt BANKOWSKI - absolwent dziennych studiow inzynierskich na Wydziale Inzynierii Bezpieczenstwa Pozarowego w Szkole Gtownej Stuzby Pozarniczej, oficer Panstwowej Strazy Pozarnej.

JUNIOR CPT. PAWEt BANKOWSKI, ENG. - a graduate of the Faculty of Fire Safety Engineering at the Main School of Fire Service. He is an officer of the State Fire Service.

ML. BRYG. MGR INZ. WOJCIECH KLAPSA - absolwent Szkoty Gtów-nej Stuzby Pozarniczej w Warszawie (2004) i Wojskowej Akademii Technicznej w Warszawie (2006) Wydziatu Chemii. Stuzb? rozpoczgt

JUNIOR BRIG. WOJCIECH KLAPSA, M.SC. ENG. - graduated from the Main School of Fire Service in Warsaw (2004) and the Military University of Technology in Warsaw (2006) in chemistry. He began

w Jednostce Ratowniczo-Gasniczej KM w Warszawie, a nast^pnie podjgt stuzb^ w Komendzie Wojewodzkiej PSP w Warszawie w wy-dziale kontrolno-rozpoznawczym. Obecnie petni stuzb^ w Centrum Naukowo-Badawczym Ochrony Przeciwpozarowej Panstwowym In-stytucie Badawczym w Jozefowie w Zespole Laboratoriow Procesow Spalania i Wybuchowosci na stanowisku zast^pcy kierownika. Autor lub wspotautor artykutow o tematyce bezpieczenstwa pozarowego oraz wtasciwosci palnych materiatow budowlanych. W CNBOP-PIB zajmuje si§ tematyk^ ekspertyz technicznych budynkow, opinii s^do-wych w zakresie ustalania przyczyn pozarow oraz badaniami w za-kresie reakcji na ogien wyrobow budowlanych, a takze wyznacza-niem parametrow wybuchowych substancji palnych. Prelegent na konferencjach krajowych i zagranicznych, a takze wyktadowca pod-czas cwiczen oraz warsztatow i treningow na szkoleniach i kursach.

MGR INZ. MARIOLA STARZOMSKA - asystent na Wydziale Inzynie-rii Srodowiska, Geomatyki i Energetyki Politechniki Swi^tokrzyskiej, gdzie w Katedrze Fizyki Budowli i Energii Odnawialnej zajmuje si^ badaniami naukowymi w obszarze fizyki budowli oraz budownictwa.

MGR INZ. ARTUR WifCKOWSKI - pracownik Wydziatu Inzynierii Srodowiska, Geomatyki i Energetyki Politechniki Swi^tokrzyskiej, gdzie w Katedrze Fizyki Budowli i Energii Odnawialnej zajmuje si^ badaniami naukowymi w obszarze fizyki budowli oraz budownictwa.

his service in the Firefighting and Rescue Unit of the municipal fire brigade in Warsaw and then took up work in the Inspection and Identification Department of the Regional Headquarters of the State Fire Service in Warsaw. He is currently employed as the Deputy Head of the Combustion Processes and Explosion Laboratory of CNBOP-BIP in Jozefow. Author or co-author of articles on the subject of fire safety and properties of flammable construction materials. His work at CNBOP-BIP focuses on technological evaluations of buildings, court opinions on the causes of fires and tests of reaction-to-fire performance of construction products, as well as the determination of explosive parameters of flammable substances. He has spoken at national and international conferences and worked as a lecturer teaching classes and conducting training sessions as part of various courses.

MARIOLA STARZOMSKA, M.SC. ENG. - an assistant at the Faculty of Environmental, Geomatic and Energy Engineering, Kielce University of Technology, where in the Department of Building Physics and Renewable Energy she carries our research in building physics and construction.

ARTUR WlfCKOWSKI, M.SC. ENG - an employee at the Faculty of Environmental, Geomatic and Energy Engineering, Kielce University of Technology, where in the Department of Building Physics and Renewable Energy she carries our research in building physics and construction.

Stworzenie angloj^zycznych wersji oryginalnych artykutow naukowych wydawanych w kwartalniku „BITP. Bezpieczenstwo i Technika Pozarnicza" - zadanie finansowane w ramach umowy 658/P- DUN/2018 ze srodkow Ministra Nauki i Szkolnictwa Wyzszego przeznaczonych na dziatalnosc upowszechniajqcq nauk^.

\