Hlavní stránka Zpět

ČSN 73 0802:2009

• Pokud se příloha H stala závaznou pro navrhování SOZ stavebních objektů, chybí v jejím úvodu naprosto zásadní specifikace podmínek, kdy lze bez dalšího průkazu, instalovat v daných prostorech nucené větrání a kdy je přípustné také požární odvětrání fungující na přirozeném principu.

POZNÁMKA:   Tento požadavek je nutný zejména proto, aby se nenavrhovaly, neinstalovaly a pravidelně neudržovaly systémy SOZ, které budou z principu nefunkční (čehož jsme dle mého soudu dnes a denně svědky). Požadavkem na zařazení jasných pravidel do úvodu přílohy H neobjevuji žádnou převratnou skutečnost. To ví zřejmě každý profesní specialista, pro kterého není “google” označení pro sprosté slovo. Bývá to, buď graficky pomocí křivkového nomogramu nebo jsou limitní pravidla pro použití dané aplikace jasně vymezena výčtem požadavků (např. u přirozeného SOZ: jednopodlažní prostory, odtahy výhradně ve střeše, minimální rozměr větrané místnosti 800 m², max. velikost jedné kouřové sekce 1600 m², max. délka jedné strany kouřové sekce 60 m, výška palivového lože 0,0 - 1,5 m, minimální světlá výška větrané místnosti 4,0 m a max. světlá výška 10,0 m). A kdo by se přesto chtěl od daných pravidel odchýlit, anebo navrhnout zařízení SOZ v souběhu s vodním SHZ, musel by funkčnost navrženého zařízení prokázat podrobným výpočtem.

• Rozhodující parametr - množství plynů uvolněných z lokálního požáru do oblaku kouře (M_f v kg/s) určuje příloha H pro nucené SOZ téměř výhradně podle jedné rovnice. U přirozeného SOZ v posledním nadzemním podlaží lze postupovat zjednodušeně podle dvou jiných rovnic a současně za stejně průkazný se pokládá také výpočet hmotnostního průtoku M_f, který byl stanoven předchozím postupem pro nucené větrání (tj. jednou rovnicí).

POZNÁMKA 1:   Řečeno “mírnyx - týrnyx”, je to vlastně jedno. Přesto mi stále není zřejmá jedna věc - požár ve fázi rozvoje se za srovnatelných prostorových podmínek chová přece stejně; bude produkovat odpovídající množství tepla i horkých plynů. Jak takový lokální požár sám “pozná”, že v ČR má pod stropem nucené větrání a mohl by produkovat jiný hmotnostní průtok, než když tam bude mít přirozené SOZ, kde se může v posledním nadzemním podlaží projevovat také podle “zjednodušených” pravidel.

Přitom požární odvětrání funguje na ryze obecných fyzikálních zákonech (rovnice spojitosti toku, Bernouliova rovnice, zákon zachování hmoty, stavové rovnice plynů a 1. termodynamická věta). Návrhový problémem pro exaktní postup představují dva výchozí faktory - jakým vztahem stanovit rychlost uvolňování tepla ve fázi rozvoje požáru a dále určení množství plynů uvolněných z lokálního požáru do oblaku kouře. K vyjádření obou parametrů se zpravidla používají empirické rovnice, které vycházejí z hodnot naměřených při experimentálních požárech (mimochodem simulační modely, se obejdou bez empirie, vycházejí ze skutečného množství konkrétní hořlavé látky a jejich reakčních parametrů, tj. chemický vzorec + výsledek oxidační reakce).

POZNÁMKA 2: Z dostupných pramenů lze vyvodit, že se empirický vztah pro určení hmotnostního průtoku M_f se časem stabilizoval do dvou základních forem - a to vývin kouře nad velkými požáry, kde se zpravidla požívá vztah Thomase-Hinkleyho (podrobnost viz rovnice B.2 v ČSN P CEN/TR 12101-5) a dále pro vývin kouře nad malými požáry, kde se zpravidla používá vztah Zukoskiho (podrobnost viz rovnice B.6 v ČSN P CEN/TR 12101-5). Obě rovnice nejsou výsledkově zaměnitelné (blíže viz dále uvedená srovnávací tabulka).

• I když v případě návrhu SOZ se bude jednat o stejný výchozí lokální požár, tak limit pro rozlišení, zda se jedná o vývin kouře nad malými nebo nad velkými požáry, je v příloze H opět zvolen ve dvou variantách. Pro nucené větrání byl převzat vztah z ČSN P CEN/TR 12101-5, kdy nezakouřená výška Y ≤ 10 · (A_f)^0,5. U přirozeného větrání je stanoven rozhodovací limit pro konvektivní teplo Q₁ > 0,2 · (900 · Y^5/2), kde výraz v závorce má být hodnota kritického tepla proudění z hlediska “flashover” (tj. přechodu požáru do fáze plného rozvoje).

POZNÁMKA 1:   V případě nuceného větrání je zvolená podmínka nastavena tak, že většina posuzovaných případů spadá do kategorie “kouř nad velkými požáry” (což avizuje rovněž příloha H). U přirozeného větrání se ustanovení H.5 přílohy H odkazuje na “flashover” - jenže k predikci toho jevu je z  fyzikálních hlediska rozhodující nikoliv “nezakouřená” výška v posuzovaném prostoru, ale především parametry, které souvisí s celkovou energetickou bilancí při požáru (tj, plocha ohraničujících konstrukcí, dále jejich materiálové vlastnosti a velikost otvorů v nich); současně se nabízí otázka proč “malý požár” je limitován právě 20 % stanoveného limitu?

POZNÁMKA 2: Pokud se má v empirických vztazích pro hmotnostní průtok M_f rozlišovat mezi oblaky kouře nad malým nebo nad velkým požárem, tak za sofistikovanou metodu k rozhodování se většinou považuje stav, jestli plamen zasahuje do oblaku kouře či nikoliv (dnes již existují obecné rovnice pro určení výšky plamene v závislosti na rychlosti odhořívání materiálu a ploše lokálního požáru). Protože vypočtené hodnoty M_f podle rovnic “pro velké” či “malé” požáry nebývají stejné, tak se zpravidla aritmetickým průměrem obou hodnot, ještě koriguje stav v mezioblasti (tj, ± 1 m od horizontální úrovně výšky plamene lokálního požáru).

Srovnávací tabulka pro různé empirické vztahy k vyjádření M_f:

Č.	Specifikace / konvektivní teplo Q1 [MW]:	1	2	3	4	5
1.	Zukoski, malý požár, rovnice (B.6) podle ČSN P CEN/TR 12101-5, Mf [kg/s]	6,6 14,5	10,97 21,49	15,13 27,71	19,23 33,57	23,29 39,2
2.	Thomas-Hinkley, velký požár, rovnice (B.2) podle ČSN P CEN/TR 12101-5,Mf [kg/s]	5,44 12,49	7,69 17,67	9,42 21,67	10,88 27,99	12,16 27,94
3.	Zukoski/Thomas-Hinkley, včetně korekce v mezioblasti vůči výšce plamene, Mf [kg/s]	6,2 14,5	9,33 21,49	9,42 24,68	10,88 29,28	12,16 33,57
4.	Příloha H - postup dle článku H.1.3.1, nucené SOZ, zpravidla velký požár, Mf [kg/s]	5,44 12,49	7,69 17,67	9,42 21,67	10,88 27,99	12,16 27,94
5.	Příloha H - zjednodušený postup dle článku H.5 pro přirozené SOZ, malý požár, Mf [kg/s]	5,12X) 12,23 X)	7,81X) 16,77 X)	10,25X) 20,51X)	12,57X) 23,86X)	14,82X) 26,98X)
6.	Příloha H - zjednodušený postup dle článku H.5 pro přirozené SOZ, velký požár, Mf [kg/s]	5,36 X) 10,73 X)	8,13 16,26 X)	10,37 20,74 X)	12,32 24,64 X)	14,09 28,17
Předpokládaná výška plamene - Lf [m]		2,63	3,47	4,08	4,58	5,01
Vysvětlivky: Výsledné hodnoty standardním tiskem se vztahují k nezakouřené výšce Y = 2,5 m. Výsledné hodnoty tučným tiskem se vztahují k nezakouřené výšce Y = 5,0 m. Řádek označený se žlutým pozadím obsahuje hodnoty, které se podle současných poznatků v empirických vztazích nejvíce blíží očekávané skutečnosti. X) Proti zavedeným zvyklostem jsou hodnoty zjednodušeného postupu nižší, než hodnoty určené standardním výpočtem (při postupu podle metody č. 4 je výchozí srovnávací úrovní metoda č. 2; u metody č.5 je výchozí úrovní metoda č.1).

• V ustanovení H.1.3.1 přílohy H při součinnosti SOZ s vodním stabilním hasicím zařízením se fyzikálně nesprávně volí postup, kdy se taxativně zvyšuje návrhová hodnota konvektivního tepla Q1.

POZNÁMKA: Přitom docela nedávno to v ČR bylo právě naopak (taxativně se snižovalo). Jde však o zřejmý posun v názoru; jenže nejen ze  simulačních programů, ale i prostým dosazením do příslušných fyzikálních rovnic vyplývá, že tím sice ovlivníte absolutní výši hmotnostního průtoku, ale vůbec nepostihnete proběhlý fázový děj (vzniklý odpařením vody) a tím následně nižší teplotu i nižší hustotu oblaku kouře ve směsi s vodní párou. Navrhovanou korekcí dostáváme jakýsi fiktivní, vyšší návrhový objem pro odtah, o fiktivní teplotě i fiktivní hustotě oblaku kouře - přitom ve skutečnosti bude výsledná teplota i požadovaný objem k odtahu nižší a naopak hustota oblaku kouře bude vyšší. Tento návrhový stav může být velmi problematický zejména z hlediska správné funkce přirozeného SOZ. Použité řešení neodpovídá současným poznatkům z oboru (spíše mi připomíná jednu současnou ruskou normu, kde při součinnosti SOZ s SHZ se bezpečnostním součinitelem o hodnotě 1,2 násobí výchozí hmotnostní průtok M_f ).

• Rovnice pro zjednodušené určení hmotnostního průtoku M_f nad “malými” požáry, pro přirozené odvětrání posledních nadzemních podlaží je převzata z amerického předpisu NFPA 92B.

POZNÁMKA:   Čistě matematicky, uvedené zjednodušení spočívá v tom, že z výchozího empirického Zukoskiho vztahu byla vypuštěna tzv. “virtuální” výška plamene (zpravidla nabývá záporných hodnot a ve výpočtu vlastně navyšuje původní nezakouřenou výšku čerstvého vzduchu, který může být přisáván do stoupajícího sloupce horkých spalin nad lokálním požárem) Jenže výchozí předpis NFPA 92B platí výhradně pro mall, atria a rozsáhlé prostory, což však řada přirozeně odvětrávaných prostorů v posledním nadzemním podlaží být nemusí. Tam většinou nastane paradoxní situace, kdy přípustný zjednodušený výpočet neopodstatněně vygeneruje nižší návrhové hodnoty M_f, než by vyšly při postupu podle příslušného standardního výpočtu (blíže viz uvedená srovnávací tabulka).

• Rovnice pro zjednodušené určení hmotnostního průtoku M_f nad “velkými” požáry, pro přirozené odvětrání posledních nadzemních podlaží byla rovněž převzata z americké NFPA 92B.

POZNÁMKA:   Ve “americké” rovnici má sice číselný taxativní součinitel menší hodnotu (jen 0,032), ale stejně jako v předchozím případě lze konstatovat, že výchozí předpis NFPA 92B platí výhradně pro mall, atria a rozsáhlé prostory. Opět může dojít ke stavu, kdy přípustný zjednodušený výpočet neopodstatněně vygeneruje nižší návrhové hodnoty M_f, než by vyšly při postupu podle příslušného standardního výpočtu. Z uvedené srovnávací tabulky je současně zřejmé, jak při zjednodušeném postupu pro přirozené SOZ, v návrhové oblasti konvektivního tepla Q₁ nepřesahující 5 MW, vedou stanovené rovnice pro vývoj kouře nad malými i velkými požáry, k hodnotově téměř stejným výsledkům.

• Aerodynamická plocha odvětrávacích klapek A_av se podle ustanovení H.5 přílohy H stanoví empirickou rovnicí v závislosti na návrhovém konvektivním teple Q₁, dále na zvolené návrhové vrstvě kouře h_k a na zvolené návrhové nezakouřené výšce posuzovaného prostoru Y; přitom opět platí jiný vztah pro “malé” požáry a jiný pro “velké”.

POZNÁMKA:   V tomto případě a hlavně při současném letopočtu je zvláštní proč se stále používají jakési empirické vztahy, když při návrhu SOZ, na základě určeného hmotnostního průtoku M_f, jsou podle fyzikálních pravidel stanoveny ostatní souvisící parametry - teplota oblaku kouře, jeho hustota ρ_g i objem V_v, který bude potřeba odvětrat. Opravdu, kromě empirické M_f jde dále o krystalicky čistou fyziku - z Bernoulliovy rovnice lze poměrně snadno stanovit rychlost proudění pro odtahové otvory v = 2 · h_k · g · ((ρ_o - ρ_g)/ ρ _g)^0,5 , kde g představuje gravitační zrychlení, ρ_o hustotu okolního vzduchu (tj. tabulkově známou hodnotu) a h_k je výška návrhové vrstvy kouře. Následně ze známého objemu V_v a rovnice spojitosti toku určíme potřebnou, celkovou aerodynamickou plochu. Podle empirického vztahu se nám může stát (mám to vyzkoušené), že výsledná aerodymamická plocha nakonec vyjde nižší, než fyzikálně skutečně potřebná; kromě toho není potřeba žádné další rozlišení mezi “malé” nebo “velké” požáry.

• V příloze ustanovení H.5 je pro přirozené větrání shromažďovacích prostorů stanoveno korigovat určenou aerodynamickou plochu odvětrávacích klapek , součinitelem k_s , který se stanoví podle empirické rovnice v závislosti na ploše kouřové sekce A_k a dále na výšce osy větracích klapek od podlahy h_v; přitom je vymezen taxativní limitní interval pro součinitel k_s v rozsahu 0,95 až 1,3.

POZNÁMKA:   Zase další empirický vztah. Přitom nechápu jak je možné u shromažďovacích prostorů, které vyžadují zvýšenou bezpečnost, jit s korekčním součinitelem pod hodnotu 1,0. To vše navíc při srovnání s tím, co již bylo uvedeno v předchozím odstavci - kdy empirický vztah pro plochu klapek nezaručuje vždy vyšší návrhové hodnoty než činí potřeba ryze fyzikální.

• V rovnici pro stanovení tlakového rozdílu ∆p v kouřové sekci u přirozeného větrání je v ustanovení H.5 uvedena, dle mého soudu, nesprávná výška - výšku mezi osami přítokového a odtokového otvoru h‘_v by měla nahradit výška vrstvy kouře h_k (resp. výška h2 - blíže viz následující zdůvodnění k výšce neutrálné roviny).
• V ustanovení H.5 je v rovnici pro určení výšky h‘_v uvedena chyba - výška osy přítokového otvoru od podlahy h_o se již nemá dále půlit (tím, že stanovíme “výška k ose” již jsme otvor rozdělili na dvě vertikální poloviny)
• V ustanovení H.5 by při určení polohy neutrálné roviny nad podlahou a současně také tlakových poměrů v různých částech vnitřního, větraného prostoru, mají být respektovány obecné fyzikální zásady, ale rovněž jejich výchozí předpoklady (aby se např. nestávalo, že nelze správně určit rychlost proudění vzduchu v přítokovém otvoru, když při návrhu známe jeho skutečnou plochu).

POZNÁMKA:   Na VŠB v Ostravě nás problematiku větrání učili “horničtí” pedagogové. A kdo jednou sfáral do dolů dobře ví, že tam větrání musí trvale a hlavně dobře fungovat. Proto se mi zdá, že své profesi skutečně rozuměli. Docela přesně si vzpomínám na třetí přednášku v letním semestru roku 1978 kdy nám docent Kolasa nakreslil 7. března na tabuli následující obrázek, který pak názorně sloužil pro odvození roviny stejných tlaků (tj. horizontální úroveň, kde tlak uvnitř budovy i vně objektu mají stejnou hodnotu a rovnají se právě tlaku barometrickému:



Při odvozování pan docent nejdříve napsal Bernouliovu rovnici pro přítokový otvor, následně i pro odtokový. Z nich pak vyjádřil rychlost proudění v  jednotlivých otvorech. Určenou rychlost následně dosadil do rovnice spojitosti toku a při pravidlu zákona o zachování hmoty položil množství plynů, které přitéká do budovy rovné množství, které z budovy ve stejném čase odtéká. Po několikařádkové úpravě daného vztahu pak stanovil pro výšku mezi osou přítokového otvoru a rovinou stejných tlaků h₁ v (m)tento vztah:



Z uvedeného obrázku a ze slovního výkladu pedagoga jednoznačně vyplynulo, že teplota v celém vnitřním prostoru je pro daný exemplární případ stejná. Jenže při lokálním požáru tomu bude poněkud jinak:



V vedené souvislosti by výchozí obrázek pro odvození roviny stejných tlaků nebo pro určení přetlaku v přítokovém otvoru mohl vypadat třeba takto:



Nedejte se zmýlit posunem výškové úrovně neurálné roviny a nestejnou grafickou plochou vyjadřující přítok vzduchu a odtah plynů - hmotnostní průtok bude stejný (to způsobuje jen rozdílná hustota); současně si můžete sami ověřit podle jakých parametrů se bude určovat změna tlaku i rychlost proudění v místě přítokového otvoru a výsledek porovnat s přílohou H.

• V případě výpočtu polohy neutrálné roviny chybí příloze H navazující pravidla - jak s tímto zřejmým fyzikálním stavem dále pracovat, aby zařízení SOZ bylo funkční (např. že její výška vůči podlaze nesmí být vyšší než výška h_v ,anebo ve vztahu k vrstvě kouře či nezakouřené výšce Y, a to zejména při přirozeném SOZ).
• V příloze H dle mého soudu chybí také určení závislosti měrného tepla plynů c_p na teplotě - tabulkově lze dohledat cca závislost c_p,t = 1,043 + (0,00025 · T_g); to mže být důležité pokud máme např. určovat pracovní teplotu odtahových ventilátorů (aby se takový postup nakonec nestal jen předmětem odborných posudků, zavedl jsem dané pravidlo do obou výpočtových programů).
• V příloze H dle mého soudu chybí také celá řada důležitých realizačních zásad, případně ty uvedené nejsou zcela dostatečné - např. určení kritického množství nebo kritického objemu pro jeden odtah (ve variantě “odtah blízko zdi a “odtah uprostřed” kouřové sekce), aby nevznikal třeba u odsávacích ventilátorů tzv. “zátkový jev”, kdy výkonově předimenzovaný ventilátor místo potřebného množství kouře přisává také čerstvý vzduch pod tímto odtahem.
• Ze simulačních modelů pro vzduchotechniku je zřejmé, jak u nuceného SOZ (a nejen u něj) záleží na tom jak daleko mezi sebou, anebo jak daleko od stavebních konstrukcí vedou jednotlivé větve (“normové” zásady se mi zdají v tomto kontextu vysoké anebo nedostatečné).
• Velmi podstatným pravidlem je skutečnost, kdy všechny navržené sací vyústky na potrubních větvích musí být navrženy nebo případně “”zaškrceny” tak, aby měly stejný hydraulický odpor - tj. aby všechny odsávaly cca stejné množství (pokud to nezajistíme, tak se klidně stane, že např. v podzemní garáži budou odsávat jen první či druhý vyústek na potrubní větvi, co jsou nejblíže odtahovému ventilátoru a ostatní budou jaksi “zbytečné”).
• Závěrem se zmíním krátce o české specifice - v případě lokálního požáru byla do přílohy H převzata, z nejdříve v ISO a pak i Eurokódu aplikované zásady, kdy rychlost uvolňování tepla při lokálním požáru se vyjadřuje obecnou “parabolickou” závislostí Q = k · x², s konstantou 1 MW tepla. A doba, za kterou vznikne při lokálním požáru právě 1 MW tepla, je dlouhou dobu předmětem diskusí; pro základní použití byly určeny cca 4 třídy: velmi rychlá - s časem dosažení 75 sekund, rychlá - s časem 150 sekund, střední - s časem 300 sekund a pomalá - s časem 600 sekund. V příloze H je tato doba určena z empirického vztahu ve vazbě na tuzemské požární zatížení a součinitel “a”, anebo taxativně podle skupin výrob a provozů.

POZNÁMKA:   V obecném důsledku nic proti tomu - jen mě trochu překvapuje, že jsme poměrně nedávno při schvalování Rozborového úkolu k ČSN EN 1991-1-2 (RU/0767/04) odsouhlasili v empirické rovnici navýšení čitatele v původní empirické rovnici z 1500 na cca 1750 - nyní se hodnota zvedá o celou jednu třetinu vůči dřívější hodnotě. To v konečném důsledku vede k nižším požadavkům na větrání - např. při požárním zatížení 90 kg/m², souč. a = 1,0 a nezakouřené výšce Y = 2,5 činí rozdíl v požadavcích na odvod plyn dnes jen 10,12 m³/s místo dřívějších 16,12 m³/s (škoda, že to někdo z dotčených neporovnal s modelem - doufám, že tímto nebylo nutné legalizovat nějaké dřívější odborné posudky všelijakých flexibilních znalců) .

Výčet ve zdůvodnění uvádí hlavní nedostatky, drobnosti neřeším. Jen mě v celé záležitosti trochu děsí, v jaké pozici se ocitá běžný profesní projektant, jemuž obecný právní předpis ukládá, aby při projektování SOZ postupoval podle normových požadavků.