Brandveiligheid Onbeschermde staal-beton liggers in gesloten parkeergarages Over het gedrag van stalen liggers bij brand in open parkeergarages is inmiddels veel bekend 1. Zo blijkt dat onbeklede stalen liggers voldoen aan alle brandwerendheidseisen, mits de gevel voldoende open is. Veel minder is er bekend over het gedrag van stalen liggers bij brand in gesloten parkeergarages; toch een belangrijke toepassing, denk bijvoorbeeld aan alle ondergrondse parkeergarages. Dit artikel beschrijft het thermo-mechanisch gedrag van staal-beton liggers in een gesloten ruimte op basis van de eenvoudige methode uit de Eurocode. Deze methode gaat uit van het natuurlijke-brandconcept, waarmee het werkelijke gedrag van de constructie bij brand veel beter wordt beschreven dan op basis van de gebruikelijke standaardbrand. Bij een goed ontwerp kunnen ook in gesloten parkeergarages de stalen liggers onbeschermd blijven. De kolommen moeten wel altijd worden bekleed (afb. 1). prof.ir. W. Hoeckman Wim Hoeckman is projectdirecteur bij Victor Buyck Steel Construction, Eeklo (B) en docent Staalconstructies, Vrije Universiteit Brussel (B) ir. J. Verdin Julien Verdin is projectingenieur bij Victor Buyck Steel Construction, Eeklo (B) Huidige regelgeving De meeste Europese landen kennen wettelijke voorschriften voor de brandveiligheid van gebouwen. Eén aspect daarvan is de constructieve brandveiligheid, waarvoor minimumeisen gelden aan de weerstand van draagconstructies bij blootstelling aan brand. Om deze weerstand te bepalen wordt doorgaans uitgegaan van de zogeheten standaardbrandkromme volgens ISO 834. De minimumeisen worden uitgedrukt in een aantal minuten of uren brandweerstand die de betrokken constructie moet bezitten. In Nederland liggen deze eisen vast in het Bouwbesluit en in België in een Koninklijk Besluit uit 1997 2. De conventioneel gedefinieerde standaardbrand komt meestal niet overeen met de brand die in werkelijkheid optreedt 3. Bovendien houdt een dergelijke aanpak niet of niet voldoende rekening met het werkelijke fysische gedrag van een constructie bij brand. Deze werkelijk optredende brand heet een natuurlijke brand (zie kader). De Eurocode, in het bijzonder de voornorm ENV 1991-2-2 4, biedt de mogelijkheid een aan brand blootgestelde constructie te toetsen met een methode die rekening houdt met zowel de eigenschappen van een natuurlijke brand als met de fysische (thermisch-mechanische) respons van de constructie. In de afgelopen jaren is in Europa veel onderzoek verricht naar dergelijke berekeningsmethoden voor een constructie in staal, beton, staal-beton of hout. Deze aanpak wordt aangeduid met de term fire safety concept en het geheel van de berekeningen heet fire engineering. Met deze methode kan de constructief ontwerper de belangrijkste fysische variabelen modelleren met een voldoende nauwkeurigheid, zoals de ontwikkeling van de brand, de thermische overdracht van de warmte naar de diverse constructie-elementen en het mechanische gedrag van deze elementen als functie van de temperatuur. Op dit moment is deze aanpak voor staalconstructies opgenomen in ENV 1993-1-2 5 en voor staal-beton constructies in ENV 1994-1-2 6. Berekeningsmethodiek De werkwijze om het brandgedrag te bepalen van een stalen of een staal-beton ligger wordt samengevat en verduidelijkt in de ECCS Model Code on Fire Engineering 7. Dit rapport verduidelijkt het fire safety concept, en beschrijft de mechanische en thermische belastingen die kunnen optreden en hoe deze belastingen in rekening moeten worden gebracht. Daarbij wordt ook aandacht geschonken aan de gunstige invloed van actieve brandveiligheidsmaatregelen, zoals sprinklers. Verder wordt het (thermo-mechanische) gedrag van de constructie in detail beschreven. De volgorde van de berekening verloopt steeds als volgt: Bepaal de werkelijke brandlast en de warmte-afgiftesnelheid. 34 BOUWEN MET STAAL 159, april 2001
1. Bij een goed ontwerp kunnen ook in gesloten parkeergarages de stalen liggers onbeschermd blijven. De kolommen moeten we altijd worden bekleed. Bepaal de (gas)temperatuur in de brandruimte in de onmiddellijke omgeving van het beschouwde constructie-element als functie van de tijd. Bepaal de staaltemperatuur in de aan brand blootgestelde constructie als functie van de tijd. Maak een thermo-mechanische berekening van het constructie-element en toets de stabiliteit. De ECCS Model Code geeft vrij veel (direct toepasbare) informatie voor constructie-elementen die zijn blootgesteld aan brand in appartementsgebouwen, ziekenhuizen, hotels, bibliotheken, kantoorgebouwen, scholen, winkelcentra, theaters en grote openbare gebouwen zoals treinstations en luchthavens. Deze aanpak is echter ook geschikt voor gesloten parkeergarages. t α = 150 s voor snel ontwikkelende branden (bijvoorbeeld winkels); t α = 75 s voor zeer snel ontwikkelende branden (bijvoorbeeld opslagruimten van alcoholhoudende producten of meubels). In geval van een lokale brand betreft de brand slechts een deel van de ruimte waarbij de gemiddelde (gas)temperatuur, behalve in de onmiddellijke omgeving van de brand, relatief laag blijft. Indien de (gas)temperatuur in de gehele ruimte oploopt, ontstaat een zogeheten flash-over, waarna die hoge (gas)temperatuur alle (tot op dat moment nog niet brandende) materialen in de ruimte direct in brand zet. Dat gebeurt op het moment dat de (gas)temperatuur 500 C bereikt 7. Op dat moment is de lokale brand overgegaan in een volledig Brandlast en warmte-afgiftesnelheid In het algemeen volgt de karakteristieke brandlast Q f,k uit: Q f,k = Σ M k,i H ui m i Ψ i = Σ Q f,k,i (MJ) (1) Hierin is: M k,i hoeveelheid brandbaar materiaal (kg); H ui netto calorische potentiaal van het brandbaar materiaal (MJ/kg); m i facultatieve correctiefactor afhankelijk van de mate van verbranding van de brandlast. In de praktijk geldt meestal m i = 1,0; Ψ i facultatieve correctiefactor afhankelijk van de mate van de (brand)bescherming van de brandlast. In de praktijk geldt meestal Ψ i = 1,0. Belangrijker dan de (totale) brandlast is de warmte-afgiftesnelheid van de brand dat in het Engels wordt aangeduid met RHR (Rate of Heat Release). Het is deze afgiftesnelheid die direct de ontwikkeling van de (gas)temperatuur in de ruimte bepaalt. Deze snelheid hangt in eerste instantie af van de toestand van de brand. In het geval van een lokale brand verloopt de warmte-afgifte parabolisch met de tijd: RHR = t 2 (MW) (2) t α Hierin is t (s) de tijd na de ontsteking van de brand en t α (s) een constante die afhangt van de aard van en de brandlast in de ruimte. Zo geldt: t α = 600 s voor langzaam ontwikkelende branden (bijvoorbeeld opslagplaats met weinig brandbare materialen); t α = 300 s voor gemiddeld ontwikkelende branden (bijvoorbeeld appartementen, hotels, kantoren); Standaardbrand versus natuurlijke brand Een standaardbrand gaat uit van een arbitrair vastgelegd verloop in de tijd van de temperatuur in de brandruimte. Echter bij een natuurlijke brand hangt de temperatuurontwikkeling in hoge mate af van de eigenschappen van het brandcompartiment, zoals de geometrie, de ventilatievoorwaarden, de actieve en passieve brandveiligheidsmaatregelen, de chemische samenstelling van de brandlast en de afmetingen van de brandhaard. Een vergelijking tussen de standaardbrandkromme en de natuurlijke-brandkromme laat zien dat in sommige gevallen bijvoorbeeld de intensiteit van een werkelijke brand een zodanige temperatuurverhoging veroorzaakt, dat die voor sommige constructie-elementen sneller tot een kritieke situatie kan leiden dan bij de standaardbrand. Daarentegen houdt de standaardbrandkromme er weer geen rekening mee dat de brand na een zekere tijd in hevigheid afneemt en zelfs uitdooft. Met dit fenomeen houdt een natuurlijke-brandkromme wel degelijk rekening. BOUWEN MET STAAL 159, april 2001 35
3. Referentiekromme van de warmte-afgiftesnelheid (RHR) van een brandende auto in een gesloten parkeergarage. 9 8 2. Warmte-afgiftesnelheid (RHR) van een volledig ontwikkelde brand. 7 6 RHR (W) zonder ventilatie met ventilatie RHR (MW) 5 4 3 2 brandontwikkeling branduitdoving 1 tijd (s) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 tijd (min) ontwikkelde brand en blijft de warmte-afgiftesnelheid RHR vanaf dat ogenblik constant (stationaire toestand). De temperaturen lopen nu snel op tot 1000 C en hoger. In een laatste fase, vanaf het ogenblik dat 70% van alle brandbaar materiaal is verbrand, neemt de warmte-afgiftesnelheid weer af tot alle brandbaar materiaal is verbrand (afb. 2). De warmte-afgiftesnelheid wordt echter niet alleen bepaald door de brandlast, maar ook door de ventilatievoorwaarden. Voor gesloten parkeergarages is de brandlast op basis van een volledig ontwikkelde brand moeilijk definieerbaar. Echter uit brandproeven in Australië, Finland, Frankrijk, Japan en Zwitserland is een vrij nauwkeurig inzicht ontstaan in de warmteafgiftesnelheid van brandende voertuigen (personenauto s) en in de voortplantingssnelheid van de brand in een parkeergarage 8. Uit deze proeven is voor parkeergarages een referentiekromme van de warmte-afgiftesnelheid opgesteld (afb. 3). Het totale energieverlies voor een grote, moderne personenauto bedraagt 6,8 GJ. Duidelijk zichtbaar in dit verloop zijn: de beginfase van de brand (zo n 16 min); de volledige ontwikkeling van de brand wanneer de brand zowel de banden, de benzinetank als de inhoud van de auto (stoelen) in lichterlaaie heeft gezet; het uitdoven van de brand. Voor wat betreft het voortplanten van de brand naar belendende auto s blijkt uit proeven dat de brand na ongeveer 12 minuten overslaat van de eerste naar de tweede auto 8. Door superpositie van de warmte-afgiftesnelheden van opeenvolgende auto s ontstaat de RHR-kromme voor branden waarin bijvoorbeeld drie personenauto s zijn betrokken. Branden waarbij meer dan drie auto s zijn betrokken, hebben weinig praktische waarde. Immers bij een uitbreidende brand ontstaat en in feite een golfbeweging waarbij de brand van de ene auto naar de andere overslaat en waardoor ook telkens een ander deel van de constructie aan brand wordt blootgesteld. Uit statistisch onderzoek blijkt dat in open parkeergarages slechts in 10% van alle branden maximaal drie auto s betrokken zijn. Voor gesloten parkeergarages blijkt dat 98% van alle branden betrekking heeft op drie auto s of minder. Afbeelding 4 toont de warmte-afgiftesnelheid van een brand waarin drie naast elkaar geplaatste auto s zijn. Bepaling (gas)temperatuur De ontwikkeling van een natuurlijke brand kan worden omschreven door een zogeheten parametrische brandkromme. Die beschrijft de ontwikkeling van de gastemperatuur in het brandcompartiment bij brand, waarbij rekening wordt gehouden met een aantal relevante fysische parameters: de brandlast, de ventilatievoorwaarden (de afmetingen van de openingen) en de thermische eigenschappen van de gevels en/of wanden van de brandruimte. De algemene vorm van de parametrische kromme wordt gegeven door formule B.1 uit ENV 1991-2-2: θ g = 1325 1 0,324 0,204 0,472 0,2t* 1,7t* e e e 19t* t* = tγ =t 2 O b 0,04 1160 2 (h) ( C) O= A v h (m 1/2 ) met 0,02 O 0,2 A t b= ρcλ (J/m 2 s 1/2 K) met 1000 b 2000 Hierin is: θ g gastemperatuur in het brandcompartiment ( C); t tijd (h) na de ontsteking van de brand; Γ dimensieloze grootheid die rekening houdt met de ventilatievoorwaarden; A v oppervlakte van de verticale openingen in het brandcompartiment (m 2 ); h hoogte van de verticale openingen in het brandcompartiment (m); A t totale oppervlakte van de vloer, wanden en plafonds die het brandcompartiment omsluiten, met inbegrip van de openingen (m 2 ); ρ volumieke massa van de oppervlakken die de ruimte omsluiten (kg/m 3 ); c soortelijke warmte van de oppervlakken die de ruimte omsluiten (J/kgK); λ warmtegeleidingscoëfficiënt van de oppervlakken die de ruimte omsluiten (W/mK). De parametrische kromme is een groeiende functie in de tijd tot aan een maximumwaarde, die eveneens afhangt van de ventilatievoorwaarden en van de brandlast. Na het bereiken van deze maximumwaarde daalt de temperatuur lineair. Voor uitsluitend een lokale brand, waarvan branden in parkeergarages een voorbeeld zijn, bestaat een theorie 7 waarmee de warmtestroom van de warmtebron naar het beschouwde (3) 36 BOUWEN MET STAAL 159, april 2001
4. Warmte-afgiftesnelheid (RHR) voor drie brandende auto s in een gesloten parkeergarage. 16 14 12 10 totale RHR 5. Parameters voor het bepalen van de warmtestroom naar de ligger. RHR (MW) 8 6 4 auto 1 2 auto 2 auto 3 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 tijd (min) constructie-element (ligger) is te bepalen. Hiermee kan dan de (gas)temperatuur θ g als functie van de tijd worden bepaald. Op basis van onderzoek en proeven 9-11 is aangetoond dat een vrij nauwkeurige benadering van de warmtestroom q van de brandbron naar de omgeving van de ligger voldoet aan: q = 100 (kw/m 2 ) voor y 0,3 (4a) q = 136,3 121y (kw/m 2 ) voor 0,3 < y < 1,0 (4b) q = 15y 3,7 (kw/m 2 ) voor y 1,0 (4c) met y= r+h+z' L H +H+z' Hierin is r de horizontale afstand (m) van de beschouwde doorsnede van de ligger, dus ter hoogte van het plafond, gemeten vanaf het centrum van de brand. De afstand H (m) tussen de bron van de brand en de onderkant van de aan brand blootgestelde ligger volgt uit (afb. 5): H = H f H s H b ( ) Hierin is: H f hoogte (m) tussen de vloer en het plafond (onderzijde van de bovenliggende vloer); H s verticale afstand (m) tussen de vloer en de brandbron; H b hoogte (m) van de beschouwde ligger. De virtuele afstand z (m) kan worden bepaald aan de hand van de dimensieloze warmte-afgiftesnelheden en Q*: Q * Q H = ( ) 1,11 10 6 H 2,5 Q * Q = ( ) 1,11 10 6 D 2,5 z' = 2,4D 5 Q* 2 3 Q* 2 voor Q* < 1,00 z' = 2,4D 1,00 Q* 2 5 voor Q* 1,00 Hierin is: Q warmte-afgiftesnelheid (W) van de brand (RHR; zie afb. 3 en 4); D diameter (m) van de brandbron. Q H * (5) (6) (7) (8a) (8b) Tenslotte volgt de horizontale lengte L H (m) van de vlam onder het plafond uit: L H =H 2,9Q H * 0,33 1 Voor een specifieke parkeergarage zijn al deze parameters bekend en is derhalve de warmtestroom naar het plafond te berekenen als functie van de tijd. Voor een rechthoekige brandhaard wordt aanbevolen om voor D de diameter te nemen van een cirkel waarvan de oppervlakte overeenkomt met de oppervlakte van de rechthoek, in casu de auto. Uit praktijkwaarnemingen blijkt dat de vlam onder een ligger naar beide zijden afbuigt, wat een reductie van de warmtestroom tot gevolg geeft. Om met dit effect rekening te houden mag de warmtestroom q met een conventionele factor 0,85 worden vermenigvuldigd 11. Naast de beschreven warmtestroom q treden ook warmteverliezen op naar de omliggende omgeving. Deze warmteverliezen bestaan uit convectieverliezen enerzijds en uit stralingsverliezen anderzijds. Het verschil tussen de warmtestroom 0,85q en de warmteverliezen is de netto-warmtestroom naar de ligger. Op basis hiervan kan op een iteratieve wijze de gastemperatuur θ g (K) in de omgeving van de ligger worden bepaald: A m Δθ g,t = V 0,85q'' 25 θ c a ρ g 293 5,67 10 8 a 2 θ 4 g 293 4 Δt(K)(10) Hierbij is gebruik gemaakt van de opwarmingskromme voor (stalen) elementen, waarbij het gas in de onmiddellijke omgeving is gemodelleerd via een element met een (oneindig) kleine thermische inertie, of een zeer grote waarde van de profielfactor A m /V. Berekeningen laten zien dat een waarde A m /V = 999 m 1 al een voldoende benadering geeft. Met formule (10) kan de (gas)temperatuur θ g in de onmiddellijke omgeving van de stalen ligger iteratief worden bepaald. Daarbij wordt voorgeschreven dat het tijdsinterval Δt niet meer bedraagt dan 5 s. Opgemerkt wordt dat de (gas)temperatuur zo kan worden bepaald voor de gehele lengte van de ligger. Uiteraard is deze temperatuur het hoogst precies boven de brandhaard en neemt de temperatuur af naarmate een doorsnede zich verder van de brand bevindt. (9) BOUWEN MET STAAL 159, april 2001 37
6. Opdeling van de staal-beton doorsnede voor het bepalen van de profielfactor. Bepaling staaltemperatuur Wanneer de (gas)temperatuur θ g in de onmiddellijke omgeving van het aan brand blootgestelde element bekend is als functie van de tijd is het vrij eenvoudig de staaltemperatuur te bepalen. Voor een onbeschermde staal-beton ligger (met aan de bovenzijde een betonnen vloer) geldt: A m,i V Δθ a,t = i 25 θ c a ρ g θ a + 5,67 10 8 θ 4 4 a 2 g θ a Δt (K) (11) Hierin is A m,i /V i profielfactor voor voor het deel i van de stalen dwarsdoorsnede (m 1 ), zie afbeelding 6; c a specifieke warmtecapaciteit van staal (J/kgK); ρ a volumieke massa van staal (ρ a = 7850 kg/m 3 ); θ g (gas)temperatuur in de onmiddellijke omgeving van de ligger (K); θ a oppervlaktetemperatuur van de ligger (K); Δt tijdsinterval (Δt 5 s). In het algemeen is A m steeds de rechtstreeks aan de brand blootgestelde oppervlakte van de dwarsdoorsnede en V het volume ervan. Voor staalprofielen is de profielfactor in vrijwel elk profielenboek te vinden. Een belangrijk onderscheid tussen ENV 1993-1-2 en ENV 1994-1-2 is dat de eerste ervan uitgaat dat de staaltemperatuur gelijkmatig is verdeeld over de volledige doorsnede van de ligger terwijl de laatste toelaat de staaltemperatuur afzonderlijk te bepalen in de bovenflens, de lijfplaat en in de onderflens van het profiel. Aanpak berekening De berekeningsaanpak wordt hier toegelicht aan de hand van een gesloten parkeergarage zoals die in de praktijk veel voorkomt 12 : een staalconstructie bestaat uit doorgaande ligger over twee velden van elk 16 m op afstanden van 2,5 m en kolommen met een hoogte van 2,8 m (afb. 7 en 8). Er zijn drie verschillende typen van ligger/kolom-verbindingen bekeken ter plaatse van de middenkolom: scharnierend, volledig stijf en flexibel. De ligger/kolom-verbindingen ter plaatse van de buitenste kolommen zijn steeds scharnierend. De belasting wordt bepaald volgens ENV 1991-1 en ENV 1991-2-2. Nu is de veranderlijke belasting in de bestaande regelgeving in Europa niet eenduidig. Zo geldt in Nederland Q = 2,0 kn/m 2 (NEN 6702) en in België Q = 2,5 kn/m 2 (NBN B03-103). In de studie werd met beide waarden gerekend. In het eerste belastinggeval (Q = 2,0 kn/m 2 ) wordt gekozen voor een ligger IPE 550 (S235) en een staalplaat-betonvloer van 120 mm dik. Het totale eigen gewicht bedraagt 1,060 kn/m voor de stalen ligger en 6,738 kn/m voor de vloer, in totaal G = 7,798 kn/m. De veranderlijke belasting bedraagt Q = 5,00 kn/m. In het tweede belastinggeval (Q = 2,5 kn/m 2 ) wordt gekozen voor een ligger IPE 450 (S355) en een staalplaat-betonvloer van 120 mm dik. Het totale eigen gewicht bedraagt dan 0,776 kn/m voor de stalen ligger en 6,738 kn/m voor de vloer, in totaal G = 7,514 kn/m. De veranderlijke belasting bedraagt Q = 6,25 kn/m. Bij kamertemperatuur moet volgens ENV 1991-1 worden gerekend met volgende belastingcombinatie: A = 1,35G + 1,5Q (12) In geval van brand bedraagt volgens ENV 1991-2-2 de totale belasting: A = 1,0G + 0,7Q (13) Brand wordt immers gezien als een bijzonder belastinggeval (partiële veiligheidsfactoren gelijk aan 1,0), waarvoor een combinatiefactor Ψ 11 = 0,7 mag worden toegepast op de meest voorkomende waarde van de veranderlijke belasting (zie ENV 1991-1). Voor het tweede belastinggeval bijvoorbeeld wordt dan bij kamertemperatuur gevonden: A = 19,519 kn/m M Sd = 624,6 knm (statisch bepaald) M pl,rd = 998,4 knm (voor IPE 450 in S355 als staal-beton ligger) 38 BOUWEN MET STAAL 159, april 2001
7. Brandscenario 1. 8. Brandscenario 2. En in geval van brand wordt gevonden: A = 11,889 kn/m M fi,sd = 380,4 knm (statisch bepaald) Er worden twee brandscenario s onderzocht (afb. 7 en 8): één brandende auto in het midden van de ligger met 16 m overspanning; drie (achtereenvolgend) brandende auto s op parkeerplaatsen direct naast de kolom. De warmte-afgiftesnelheden RHR worden voor beide brandscenario s gegeven in respectievelijk afbeelding 3 en 4. Eenvoudige methode ENV 1994-1-2 geeft een eenvoudige methode om de constructie in geval van brand te toetsen. De benaming eenvoudig verwijst naar het feit dat geen beroep wordt gedaan op eindige-elementenprogramma s. Toch is de naam enigszins misleidend, aangezien het toepassen ervan tamelijk tijdrovend is, tenzij men gebruik maakt van spreadsheets. Bij deze eenvoudige methode moet het grensmoment M fi,rd van de staal-beton ligger steeds worden bepaald als functie van de in het profiel optredende temperatuur θ a. Immers de mechanische eigenschappen van staal (zoals de vloeigrens, de treksterkte en de specifieke warmtecapaciteit) worden sterk beïnvloed door de temperatuur. Zo blijft bijvoorbeeld de vloeigrens f y van staal onveranderd tot 400 C. Daarna daalt de vloeigrens sterk. Gedetailleerde gegevens zijn opgenomen in ENV 1993-1-2 en ENV 1994-1-2. Van belang is dus te onderzoeken of de, in geval van brand, sterk verminderde weerstand (lees: het grensmoment M fi,rd ) nog voldoende is om aan de belasting weerstand te bieden. Met andere woorden: M fi,rd M fi,sd (14) De werkwijze verloopt dan als volgt 13. Het uitgangspunt is de RHR-kromme (afb. 3 of 4, afhankelijk van het gekozen brandscenario). Bepaal q. Voor de gegeven constructie geldt H f = 2,68 m, H s = 0,30 m en H b = 0,55 m (voor IPE 550) of H b = 0,45 m (voor IPE 450). D = 3,91 m, overeenkomend met een oppervlak voertuig van 12 m 2. Bepaal θ g als functie van de tijd en over de lengte van de ligger volgens (10). Bepaal θ a in de bovenflens, de onderflens en de lijfplaat van de ligger als functie van de tijd en over de lengte van de ligger volgens (11). Bereken M fi,rd als functie van de tijd en over de lengte van de ligger, volgens Annex β van de ECCS Model Code 7. Deze berekening is in feite een klassieke berekening van het grensmoment van de staal-beton doorsnede, waarbij echter rekening wordt gehouden met de temperatuursafhankelijke materiaaleigenschappen. Toets M fi,rd M fi,sd in elke doorsnede van de ligger. Afbeelding 9 geeft het verloop van de gastemperatuur θ g voor brandscenario 1 (één brandende auto in het midden van de ligger) en belastinggeval 2 (IPE 450). De temperatuur bereikt een maximum van 880 C in het midden van de ligger na ongeveer 25 minuten. Dit correspondeert uiteraard met het bereiken van de piekwaarde van de RHR. Zo n 2 m verder is dit maximum al gedaald tot 695 C en op het uiteinde van de ligger is er nauwelijks een invloed merkbaar (100 C). Afbeelding 10 geeft het verloop van de gastemperatuur θ g voor brandscenario 2 (drie brandende auto s naast de kolom en bij het liggeruiteinde op 2,5 m van de kolom) en belastinggeval 2 (IPE 450). De temperatuur bereikt nu een maximum van 940 C boven de brandhaard. Bij de naastgelegen kolom bedragen deze temperaturen nog steeds 850 C. In het midden van de ligger is dit maximum al gedaald tot 460 C en op het verste uiteinde van de ligger is er nauwelijks een invloed merkbaar (160 C). Statisch bepaalde liggers Hoog oplopende temperaturen reduceren het grensmoment zodanig dat statisch bepaalde liggers in dit geval bezwijken. Ter illustratie enkele uitkomsten voor brandscenario 1 en belastinggeval 2. Afbeelding 11 geeft voor dit geval de staaltemperaturen in de flenzen en het lijf in de doorsnede ter plaatse van de brand. In dit geval is M fi,sd = 380 knm. BOUWEN MET STAAL 159, april 2001 39
9. Gastemperatuur θ g in geval van brandscenario 1 en belastinggeval 2. 10. Gastemperatuur θ g in geval van brandscenario 2 en belastinggeval 2. 1000 1000 900 900 x = 2,5 m 800 x = 8 m 800 gastemperatuur ( C) 700 600 500 400 300 x = 6 of 10 m gastemperatuur ( C) 700 600 500 400 300 x = 0 m x = 8 m 200 200 100 x = 0 of 16 m 100 x = 10 m 0 1000 2000 3000 4000 tijd (s) 5000 0 2000 4000 6000 8000 tijd (s) Na ongeveer 18 minuten is het (gereduceerde) grensmoment van een IPE 450 (zelfs bij een verhoogde staalsoort S460) niet meer in staat deze belasting (statisch bepaald) te dragen. Het grensmoment neemt daarna verder af naar ongeveer 140 knm. Bij kamertemperatuur bedraagt het grensmoment van de doorsnede M pl,rd = 998 knm (IPE 450 in S355) en 1290 knm (IPE 450 in S460). Statisch onbepaalde liggers Doorgaande liggers (over twee velden) zijn statisch onbepaald en hebben een dubbel voordeel. In het midden van de ligger bedraagt het veldmoment geen 0,125ql 2 maar slechts de helft daarvan (190 knm voor belastinggeval 2). Ter plaatse van het middensteunpunt bedraagt het moment wel 0,125ql 2. In geval van brandscenario 1 is in eerste instantie het optredend moment in het midden van de overspanning nog steeds groter dan het grensmoment. Maar dat gebeurt nu iets later, namelijk na zo n 23 minuten. Bovendien vormt zich vanaf dat tijdstip ter plaatse een plastisch scharnier. Dat leidt tot een herverdeling van momenten, waarbij vooral het steunpuntsmoment toeneemt. Het momenttekort M fi,sd M fi,rd in het veldmidden moet worden gecompenseerd door 2(M fi,sd M fi,rd ) ter plaatse van het middensteunpunt. Indien het middensteunpunt nog voldoende reservecapaciteit heeft wanneer in het veldmidden een plastisch scharnier ontstaat, dan bezwijkt de ligger niet. Voor dit voorbeeld betekent dit dat het momenttekort in het veldmidden van 190 140 = 50 knm na herverdeling zorgt voor een steunpuntsmoment van 0,125ql 2 + 2x50 knm = 380 + 100 = 480 knm. Het grensmoment van de staal-beton doorsnede bij het middensteunpunt bij brandscenario 1 is gelijk aan dat bij kamertemperatuur (zo n 920 knm), aangezien de temperatuur ruimschoots onder 400 C blijft. Dit betekent dat de ligger niet bezwijkt dankzij de herverdeling van de momenten bij het bereiken van het grensmoment ter plaatse van de brandbron. Omgekeerd geldt een soortgelijke redenering. Bij brandscenario 2 ontstaat het plastisch scharnier bij het middensteunpunt. Het momenttekort M fi,sd M fi,rd moet dan worden gecompenseerd door (M fi,sd M fi,rd )/2 ter plaatse van het veldmidden. Opgemerkt wordt dat voor een staal-beton doorsnede het grensmoment ter plaatse van het middensteunpunt (negatief) en ter plaatse van het veldmidden (positief) niet even groot zijn. Aangezien de invloed van de brand zich het meest doet gelden voor de liggerdoorsnede direct boven de bron, zijn er (op andere plaatsen) altijd doorsneden aanwezig met een reservecapaciteit. Ook al omdat bij brand met een kleinere belastingfactor hoeft worden gerekend. Bij statisch onbepaalde liggers kan zo handig gebruik worden gemaakt van de aanwezige reservecapaciteiten in de ligger. Uit een volledige berekening blijkt dat elke mogelijke combinatie van brandscenario (1 of 2) met elke belastingcombinatie (1 of 2) in dit voorbeeld leidt tot een veilige oplossing, waarbij de constructie niet bezwijkt. Geavanceerde methode Om de betrouwbaarheid van de eenvoudige methode te controleren is een thermo-mechanische berekening uitgevoerd met het eindige-elementenprogramma CEFICOSS. De resultaten van beide berekeningen stemmen goed overeen. Statisch bepaalde liggers in staalsoorten tot S460 bezwijken voortijdig in elk van de belastinggevallen en brandscenario s. Statisch onbepaalde liggers in de staalsoort S235 en S355 met stijve verbindingen ter plaatse van de middenkolom bezwijken niet vanwege de mogelijkheid van herverdeling van momenten en de aanwezige reservecapaciteit. CEFICOSS berekent onder meer ook de doorbuiging van de liggers. De grootste doorbuigingen (na 35 minuten) treden op bij de hoogste staaltemperatuur θ a : belastinggeval 1 + brandscenario 2 : 177 mm belastinggeval 2 + brandscenario 2 : 303 mm belastinggeval 1 + brandscenario 1 : 195 mm belastinggeval 2 + brandscenario 1 : 385 mm Samenvatting In vergelijking met de gebruikelijke methode van aanpak, levert natural fire engineering een meer realistische benadering op van het werkelijke brandgedrag van constructies. De methode is uitstekend toepasbaar voor staal-beton liggers, en met name voor gesloten parkeergarages. Voor een gesloten parkeergarage zijn alle gegevens bekend 40 BOUWEN MET STAAL 159, april 2001
11. Staaltemperaturen θ a in geval van brandscenario 1 en belastinggeval 2. 1000 900 onderflens 800 700 gtemperatuur ( C) 600 500 400 300 lijf bovenflens bovenflens onderflens lijf 200 gastemperatuur 100 0 1000 2000 3000 4000 tijd (s) om de berekeningsmethoden volgens ENV 1991-2-2, ENV 1993-1-2, ENV 1994-1-2 en de ECCS Model Code toe te passen, in het bijzonder wat betreft de warmte-afgiftesnelheden RHR en het bepalen van de (gas)temperatuur. Onbeklede, statisch bepaalde liggers in staal of in staalbeton in gesloten parkeergarages bezwijken in geval van brand voortijdig. Een passieve bescherming is in dit geval noodzakelijk. Onbeklede, statisch onbepaalde liggers in staal-beton in gesloten parkeergarages bezwijken in geval van brand niet, mits oordeelkundig ontworpen. Er bestaat daarom geen noodzaak deze liggers brandwerend te bekleden. De voorwaarde is dat de stalen vloerligger en de betonnen vloer als staal-beton constructie samenwerken en dat de aansluiting met de tussenkolom stijf wordt uitgevoerd. Het is altijd nodig de kolommen brandwerend te bekleden. Indien goed uitgevoerd, beschermt deze bekleding tevens de stijve verbinding met de middenkolommen. Er bestaat een zeer goede overeenkomst tussen de resultaten met het eindige-elementenprogramma CEFICOSS en de resultaten volgens de eenvoudige methode in de Eurocode. De term eenvoudige methode suggereert ten onrechte dat deze methode handmatig snel tot resultaat leidt: het gebruik van spreadsheets ondervangt dit nadeel. De beschreven methoden kunnen ook voor andere gevallen, op een analoge manier, worden toegepast. Het verdient aanbeveling om in nieuwe wetgeving het concept van natuurlijke branden te introduceren en toe te laten. Tot slot. Bij het brandveilig ontwerpen van gebouwen richt de aandacht zich soms teveel op de constructieve brandveiligheid. In de praktijk blijkt helaas te vaak dat er bij brand geen dodelijke slachtoffers vallen door een bezwijkende constructie, maar bijna altijd door verstikking door (giftige) gassen en rook of door gebrekkige vluchtwegen. Wat is dan de zin om een constructie 120 minuten brandwerend te maken, indien er al na tien minuten slachtoffers vallen door bijvoorbeeld verstikking. Het aanbrengen van een sprinklerinstallatie, in combinatie met adequate en duidelijk aangegeven vluchtwegen, is minstens zo belangrijk als de constructieve brandveiligheid. Literatuur 1. Fire safety in open car parks. Modern fire engineering, uitgave European Convention for Constructional Steelwork, Technical Note No. 75, Brussels, 1993. 2. Bijvoegsel tot het Belgisch Staatsblad van 30 december 1997 Bijlagen tot het koninklijk besluit van 19 december 1997 tot wijziging van het koninklijk besluit van 7 juli 1994 tot vaststelling van de basisnormen voor de preventie van brand en ontploffing waaraan de nieuwe gebouwen moeten voldoen. 3. L. Twilt en C. Both, Werkelijk gedrag van een staalconstructie bij brand onderzocht, in: Bouwen met Staal 141 (1998), p. 27-31. 4. Eurocode 1 Deel 2-2 (ENV 1991-2-2), mei 1995 Grondslag voor ontwerp en belasting op draagsystemen - Deel 2-2 : Belasting op draagsystemen bij brand. 5. Eurocode 3 Deel 1-2 (ENV 1993-1-2), september 1995 Ontwerp van stalen draagsystemen Deel 1-2 : Algemene regels Brandbeveiligend ontwerp. 6. Eurocode 4 Part 1-2 (ENV 1994-1-2), july 1994 Design of composite steel and concrete structures Part 1-2 : General rules Structural fire design. 7. J. Kruppa, G. Newman, J.B. Schleich en L. Twilt, ECCS Model Code on fire engineering, ECCS, 1999 (final draft). Dit document komt medio 2001 beschikbaar als ECCS-publicatie 111, uitgegeven door de European Convention for Constructional Steelwork. 8. J.B. Schleich, L.G. Cajot, M. Pierre, M. Brasseur, J.M. Franssen, J. Kruppa, D. Joyeux, L. Twilt, J. van Oerle en G. Aurtenetxe, Development of design rules for steel structures subjected to natural fires in closed car parks, Final Report No. EUR 18867, European Commission Technical Steel Research, 1999. 9. Y. Hasemi en T. Tokunaga, Flame geometry effects on the buoyant plumes from turbulent diffusion flames, in: Fire Science and Technology, Volume 4, No. 1, 1984, blz. 15-26. 10. T. Wakamatsu, Y. Hasemi, Y. Yokobayashi en A.V. Ptchelintsev, Experimental study on the heating mechanism of a steel beam under ceiling exposed to a localized fire. 11. J.B. Schleich, L.G. Cajot, M. Pierre, M. Brasseur, J.M. Franssen, J. Kruppa, D. Joyeux, L. Twilt, J. van Oerle en G. Aurtenetxe, Development of design rules for steel structures subjected to natural fires in large compartments, Final Report No. EUR 18868, European Commission Technical Steel Research, 1999. 12. W. Hoeckman, Open parkeergarages. Ervaringen van vijf projecten op een rij, in: Bouwen met Staal 116 (1996), p. 3-6. 13. J. Verdin, Het gedrag van stalen liggers met bovengestorte staalplaatbetonvloer blootgesteld aan natuurlijke branden. Toepassing voor gesloten parkeergarages, afstudeerwerk tot het behalen van de academische graad van Burgerlijk Bouwkundig Ingenieur, Vrije Universiteit Brussel, 2000. BOUWEN MET STAAL 159, april 2001 41