The impact of the fire source location on fire development in a large-space steel commercial building Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

I

INZYNIERIA POZAROWA

dr hab. inz. Mariusz Maslaka)*, prof. PK, mgr inz. Piotr Wozniczkaa)

a>Politechnika Krakowska / Cracow University of Technology

*Autor korespondencyjny / Corresponding author: [email protected]

Wptyw lokalizacji zrôdta ognia na rozwôj pozaru w wielkopowierzchniowym halowym obiekcie handlowym

The Impact of the Fire Source Location on Fire Development in a Large-Space Steel. Commercial Building

Влияние расположения источника огня на развитие пожара в торговом павильоне с большой площадью

ABSTRAKT

Cel: Celem prezentowanych rozwazart jest pokazanie, ze rozwój pozaru w wielkopowierzchniowym obiekcie handlowym moze miec rózny przebieg, zalezny od tego, w jakiej lokalizacji míala miejsce jego inicjacja. Hale tego typu charakteryzujq si§ zwykle duzq powierzchniq przy stosunkowo malej wysokosci, co utrudnia cyrkulacjQ powietrza i odprowadzenie gazów spalinowych. Dodatkowym ograniczeniem tlumiqcym swobodny rozwój pozaru jest w tym przypadku maly wskaznik otworów. Wszystko to sprawia, ze pozarem miarodajnym do oceny bezpieczertstwa takich obiektów powinien byc raczej pozar zlokalizowany, dla którego nie doszlo do rozgorzenia i wyrównania temperatury spalin w calej strefie pozarowej.

Metody: W pracy rozwaza si§ rozwój pozaru lokalnego zainicjowanego w trzech alternatywnych lokalizacjach rózniqcych si§ polozeniem zródla ognia i jego odleglosciq od otworów bramowych wentylujqcych strefQ pozarowq. Do numerycznego modelowania pozaru wykorzystano program FDS spe-cyfikujqcy zmieniajqce si§ w czasie przestrzenne mapy temperatury spalin na podstawie uogólnionych równart dynamiki plynów ze zmiennymi termo-dynamicznymi i aerodynamicznymi.

Wyniki: Prezentowane wyniki, otrzymane w dotychczasowych badaniach, dotyczq przypadku hali handlowej, w której nie zastosowano wymaganych prawem klap dymowych, instalacji tryskaczowych ani zadnych innych srodków czynnej ochrony przed ogniem. W dalszych pracach do modelowania planuje s¡Q wprowadzac kolejne elementy formalne, pozwalajqce na rozeznanie wplywu tego typu zabezpieczert na rozwój pozaru. Uzyskane profile temperatury gazów spalinowych, skojarzone z kolejnymi rozpatrywanymi lokalizacjami pozaru, w celach porównawczych odniesiono do analogicznych wyników otrzymanych po zastosowaniu róznego typu modeli analitycznych zalecanych do stosowania w profesjonalnej literaturze. Wnioski: Uzyskane rezultaty wydajq si§ potwierdzac konstataj ze modelowanie rozwoju pozaru lokalnego jedynie na podstawie dost^pnych modeli analitycznych nie musi prowadzic do wystarczajqco wiarygodnych oszacowart prognozowanego bezpieczertstwa zwlaszcza wtedy, gdy rozwój ten za-lezy od czynników nie branych pod uwag§ przy formulowaniu tych modeli. Przykladem tego typu ograniczert jest sytuacja rozpatrywana w niniejszym artykule, dla której intensywnosc przewidywanego pozaru zalezy od lokalizacji zródla ognia, co w konsekwencji róznicuje realnq dost^pnosc tlenu podtrzymujqcego spalanie.

Stowa kluczowe: hala handlowa, pozar lokalny, rozwój pozaru, warunki wentylacji, temperatura spalin, lokalizacja zródla ognia Typ artykutu: oryginalny artykul naukowy

Przyjçty: 29.11.2016; Zrecenzowany: 10.02.2017; Opublikowany: 31.03.2017; Procentowy wklad merytoryczny: M. Maslak - 40%, P Wozniczka - 60%; Artykul zostal wyrózniony przez Komitet Redakcyjny;

Proszç cytowac: BiTP Vol. 45 Issue 1, 2017, pp. 154-169, doi: 10.12845/bitp.45.1.2017.12;

Artykul udostçpniany na licencji CC BY-NC-SA 4.0 (https://creativecommons.org/licenses/by-nc-sa/4.0/).

ABSTRACT

Aim: The aim of this paper is to show that fire development in a large-space steel commercial building may have a different intensity depending on the location in which the fire originated. Buildings of this type are usually characterised by a large area with a relatively low height, which makes air circulation and fire-gas evacuation difficult. The low value of the opening factor in this case is an additional constraint preventing fire from developing freely. All this makes a localised fire which has not reached a flashover and for which the fire-plume-gas temperature has not become uniform throughout the fire compartment a representative pattern which should be considered to assess the fire safety of such buildings.

Methods: This paper investigates the development of a localised fire which originates in three alternative locations differing in the position of the fire source and in the distance to the gate openings which ventilate the fire compartment. The FDS software is used for numerical fire modelling, specifying

the time-varying spatial maps of the fire-plume-gas temperature on the basis of the equations taken from the fluid dynamics methodology with thermodynamic and aerodynamic variables.

Results: The presented results, obtained hitherto, involve a steel commercial building which has no smoke vents, which are legally required, and sprinkler systems or any other active fire protection solutions. The plan for future works is to include additional formal components for modelling purposes to explore the impact of these safety measures on fire development. The fire-plume-gas temperature profiles associated with the individual fire locations investigated are linked for comparative purposes to the corresponding results yielded by the analytical models recommended by the professional literature. Conclusions: The obtained results seem to support the assertion that the modelling of a localised fire only on the basis of the existing analytical models does not necessarily lead to sufficiently reliable evaluations of the projected safety, particularly when this development depends on the factors which have not been accounted for in such models. An example of such a situation is the case investigated in this article, when the intensity of the anticipated fire depends on the location of the fire source, which involves varying oxygen availability necessary to sustain combustion. Keywords: steel commercial building, localised fire, fire development, ventilation conditions, fire-plume-gas temperature, fire-source location Type of article: original scientific article

Received: 29.11.2016; Reviewed: 10.02.2017; Published: 31.03.2017; Percentage contribution: M. Maslak - 40%, P Wozniczka - 60%; The article was recognised by the Editorial Committee;

Please cite as: BiTP Vol. 45 Issue 1, 2017, pp. 154-169, doi: 10.12845/bitp.45.1.2017.12;

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

АННОТАЦИЯ

Цель: Целью дискуссии представляется демонстрация того, что развитие пожара в торговом павильоне с большой площадью может иметь различный сценарий, в зависимости от места расположения очага возгорания. Павильоны этого типа, как правило, характеризуются большой площадью поверхности при относительно малой высоте, что затрудняет циркуляцию воздуха и отвод дымовых газов. Дополнительным демпфирующим ограничением свободного развития пожара являются небольшие вентиляционные отверстия. Все это приводит к тому, что в качестве достоверной оценки пожара, с целью определения уровня безопасности таких объектов, должен выступать, скорее всего, локализированный пожар, в случае которого не дошло бы до распространения и выравнивания температуры продуктов горения по всей зоне пожара. Методы: В работе рассматривается развитие локального пожара, начатого в трех альтернативных местах различающихся местоположением источников возгорания и расстоянием от вентиляционных отверстий портальных зон пожара. Для численного моделирования была использована программа FDS с указанием изменения во времени пространственной карты температуры продуктов сгорания на основе обобщенных уравнений гидродинамики с термодинамическими и аэродинамическими переменными.

Результаты: Представленные результаты, полученные в предыдущих исследованиях, относятся к случаю павильона, в котором не применяется установленные законом дымовые отверстия, спринклерные системы или любые другие средства активной противопожарной защиты. В дальнейшей работе моделирования планируется ввести дополнительные формальные элементы, позволяющие понять влияние этого вида безопасности на развитие пожара. Полученные профили температуры продуктов сгорания, связанные с последовательными рассматриваемыми местами пожара, для целей сравнения отнесены к соответствующим результатам, полученным при использовании различных типов аналитических моделей, рекомендуемых для использования в профессиональной литературе.

Выводы: Как оказалось, результаты, подтверждают тезис о том, что локальное моделирование развития пожара только на основе имеющихся аналитических моделей не всегда приводит к достаточно надежной оценке проектируемой безопасности, особенно, когда это развитие зависит от факторов, не принимаемых во внимание при разработке этих моделей. Примером таких ограничений является ситуация рассмотренная в этой статье, когда ожидаемая интенсивность пожара зависит от расположения источника огня, который, что в свою очередь, дифференцирует реальную доступностью кислорода, поддерживающего пожар.

Ключевые слова: торговый павильон, локальный пожар, развитие пожара, условия вентиляции, температура продуктов сгорания, расположение источника огня Вид статьи: оригинальная научная статья

Принята: 29.11.2016; Рецензирована: 10.02.2017; Опубликована: 31.03.2017;

Процентное соотношение участия в подготовке статьи: M. Maslak - 40%, P. Wozniczka - 60%;

Эту статью наградил Редакционный Совет;

Просим ссылаться на статью следующим образом: BiTP Vol. 45 Issue 1, 2017, pp. 154-169, doi: 10.12845/bitp.45.1.2017.12; Настоящая статья находится в открытом доступе и распространяется в соответствии с лицензией CC BY-NC-SA 4.0 (https://creativecommons.Org/licenses/by-nc-sa/4.0/).

Wprowadzenie

W szacowaniu odpornosci pozarowej ustrojow nosnych wiel-kopowierzchniowych halowych obiektow handlowych na ogot za-ktada siç, ze miarodajnym do dokonania oceny jest scenariusz re-alizacji pozaru rozwiniçtego, dla ktorego osiqgniçty zostat punkt rozgorzenia. Oznacza to rozpatrywanie rownomiernego rozkta-du temperatury gazow spalinowych w catej objçtosci analizo-wanej hali, a to nieuchronnie prowadzi do wniosku o stosunko-wo szybkim wyczerpaniu nosnosci podstawowych elementow konstrukcyjnych. Zaletq tego typu podejscia jest prostota. Daje

Introduction

A fully developed-fire scenario reaching the flashover point is usually considered reliable for estimating the fire resistance of the load-carrying structures in a large-space steel commercial building. This means a situation in which the fire-gas temperature is uniformly distributed throughout the entire volume of the building, inevitably leading to the conclusion that the basic structural components lose their load-bearing capacity relatively quickly. The advantage of such an approach is simplicity. As a rule, it also provides reliable estimates of

ono równiez z reguty bezpieczne oszacowania czasu, przez któ-ry w warunkach pozaru badany ustrój nosny moze efektywnie przenosic przytozone do niego obciqzenia. Wydaje siç jednak, ze w wielu praktycznie waznych przypadkach jest ono nazbyt ostrozne, co oznacza, ze powziçte na jego podstawie zalecenia odnoszqce siç do wymaganego stopnia zabezpieczenia rygli, stupów i stçzerï analizowanej hali przed bezposredniq ekspozy-cjq ogniowq nie sq do konca merytorycznie uzasadnione. Mozna zatem zastosowac zabezpieczenia znacznie mniej kosztowne, a uzyskany w efekcie ich uzycia poziom bezpieczertstwa gwa-rantowany uzytkownikom analizowanego obiektu nadal bçdzie odpowiednio wysoki. To, czy w rozpatrywanej hali dojdzie do rozgorzenia pozaru, a jesli tak to po jakim czasie, liczqc od jego zainicjowania, zalezy od wielu czynników, w tym przede wszyst-kim od rodzaju i sposobu rozmieszczenia nagromadzonych w niej materiatów palnych oraz od warunków dostçpu do tego pozaru tlenu podtrzymujqcego spalanie. Ryzyko takiego rozgorzenia dla konkretnego obiektu mozna dosc doktadnie oszacowac. Wystar-czy przeprowadzic w nim odpowiedniq inwentaryzacjç [1]. Czç-sto, po jej przeprowadzeniu i uwzglçdnieniu w dalszej analizie rzeczywistych charakterystyk opisujqcych intensywnosc spa-lania i masç zinwentaryzowanych wczesniej materiatów, okazu-je siç, ze energia uwalniana w prognozowanym pozarze wystar-czy jedynie do tego, aby pozostat on przez caty czas trwania na etapie pozaru zlokalizowanego, ograniczonego tylko do czçsci powierzchni uzytkowej rozpatrywanej hali. W pracy [2] sugeru-je siç nawet, aby dla wielkokubaturowych obiektów handlowych o stalowej konstrukcji nosnej, takze przy bardzo duzym nagro-madzeniu materiatów palnych, przyjmowac jako granicznq moc pozaru wartosc Qmax = 25 MW. Tego typu ograniczenie prowadzi do konstatacji, ze do rozgorzenia pozaru, przy stosunkowo duzej powierzchni strefy pozarowej, bçdzie dochodzito stosunkowo rzadko, a zatem pozar zlokalizowany w wielu sytuacjach moze byc traktowany jako pozar miarodajny do wiarygodnego szacowa-nia odpornosci pozarowej rozpatrywanego obiektu handlowego.

how long the load-carrying structure concerned is able to effectively resist loading in fire conditions. It seems, however, that in many practically useful cases, this approach is too conservative. In other words, any recommendations based on this approach with regard to the required level of protection against the direct fire exposure of the steel building's girts, columns and bracing are not entirely reasonable. Therefore, far less expensive measures can be used in the building concerned to ensure a level of its protection which is still sufficient. Whether a flashover occurs in the building, and if so, how long after fire inception, will depend on a multitude of factors. These include primarily the type and arrangement of the combustive materials inside the building, and the access of oxygen, which would sustain combustion. The risk of a flashover for a specific building can be estimated fairly accurately. This only requires a thorough survey of the building [1]. Once such a survey is completed and followed up by an analysis of the actual characteristics which describe the combustion intensity and weight of the surveyed materials, it often becomes evident that the energy released during the entire duration of the projected fire will be sufficient only for a localised fire confined only to a fraction of the building's internal space. The authors of the paper [2] suggest even that for large-space steel structures, including structures where large amounts of combustible materials are accumulated, the threshold fire size should be assumed at Qmax = 25 MW. By extension, a flashover in a comparatively large fire compartment will occur relatively rarely, so a localised fire can be considered in many cases as conclusive for a reliable estimate of the fire resistance of the commercial building considered.

Opis analizowanego modelu

Celem prezentowanej pracy jest ocena wptywu lokalizacji zródta ognia na uzyskanq przy tej lokalizacji po jednej godzinie ekspozycji ogniowej temperatura gazów spalinowych. Do szcze-gótowej analizy wybrano typowq halç mieszczqcq wielkopo-wierzchniowy obiekt handlowy o wymiarach 135,00 m x 60,00 m w rzucie poziomym i o statej wysokosci równej 6,50 m (ryc. 1 i 2). Dla uproszczenia modelu zatozono, ze w analizowanej hali nie zainstalowano klap oddymiajqcych. Uwzglçdniono nato-miast istniejqce, stale otwarte, bramy wejsciowe: jednq duzq

0 wymiarach 10,00 x 4,50 m oraz trzy mniejsze o wymiarach 2,50 m x 2,50 m kazda. Lokalizacji tych bram pokazano na ryc.

1 i 2. Poszycie hali zamodelowano jako wykonane z typowych ptyt warstwowych z grubym na 15 cm rdzeniem z wetny mine-ralnej. Wtasciwosci materiatu izolacyjnego, zalezne od warto-sci oddziatujqcej na ten materiat temperatury, przyjçto na podstawie pracy [3]. Ustrój nosny hali wykonano ze stali wçglowej, dla której relacje pomiçdzy temperatura materiatu a specyfiko-wanym dla niego cieptem wtasciwym i przewodnosciq cieplnq

A description of the model

This work aims to evaluate how the location in which fire in -ception took place affects the temperature of fire gases in this location after one hour of fire exposure. The detailed analysis involved a typical large-space commercial building with the horizontal dimensions of 135.00 m x 60.00 m and a constant height of 6.50 m (Figures 1 and 2). To simplify the model, it was assumed that the building had no roof smoke vents. In this mod -el, the building had permanently opened gates, one large gate 10.00 m x 4.50 m and three smaller gates 2.50 m x 2.50 m each. The locations of these gates are shown in Figures 1 and 2. The roof decking in the model was made of typical sandwich panels with a 15 cm-thick rock-wool core. The properties of the insulation material, depending on the temperature to which it was exposed, were taken from [3]. The load-carrying structure of the building was made of carbon steel, for which the relationship between its temperature and the specific heat, and the thermal conductivity coefficient specified for it, was in line with the recommendations of PN-EN 1993-1-2 [4]. It was also assumed

przyjçto zgodnie z rekomendacjami normy PN-EN 1993-1-2 [4]. Zatozono równiez, ze przed zainicjowaniem pozaru temperatura wewnqtrz hali byta wyrównana, a jej wartosc wynosita 20°C.

that the temperature inside the building before fire inception was uniform at 20°C.

Rycina 1. Rzut poziomy hali rozpatrywanej w pracy wraz z kolejnymi lokalizacjami zrodta ognia oznaczonymi symbolami F1, F2 i F3 Figure 1. The floor plan of the investigated building, including the analysed locations of the fire source denoted by symbols F1, F2 and F3

W pierwszej kolejnosci rozpatrywano trzy alternatywne loka-lizacje zrodta ognia, oznaczone na ryc. 1 symbolami odpowied -nio F1, F2 i F3. Rözniq siç one stopniem wycentrowania wzglç -dem srodka hali, a zatem przede wszystkim odlegtosciq osi ptomienia od scian zewnçtrznych, zarowno na kierunku podtuz -nym, jak i poprzecznym wzglçdem gtownej osi symetrii hali. Dla kazdej z tych lokalizacji, zgodnie z zaleceniami zawartymi w [2], zatozono, ze moc pozaru wynosi Qmax = 25 MW, co przy przyjç -ciu szybkosci oddawania ciepta na poziomie RHRf = 500 kW/ m2 [4] dato obliczeniowe pole powierzchni pozaru o wartosci:

25 MW

А

Qm

fire

- SO m2

(1)

RHRf 500 kW/: Zauwazmy, ze takie przyjçcie jest bardziej restrykcyjne w stosunku do wytycznych normy PN-EN 1991-1-2 [5], zgodnie z ktorymi wartosc RHRf = 500 kW/m2 specyfikowana jest dla obiektow uzytecznosci publicznej takich jak biblioteki, kina i teatry, natomiast do stosowania w przypadku centrow handlowych postuluje siç wartosc o potowç mniejszq, czyli RHRf = 250 kW/m2, co w efekcie przy takiej samej mocy da-watoby powierzchniç Afin = 100 m2. Do analizy rozwoju pozaru w kazdej z wymienionych wczesniej lokalizacji wykorzy-stano program Fire Dynamics Simulator (FDS) [6], przy czym koto ograniczaj^ce zrodto ognia, o powierzchni Aßre = 50 m2, kazdorazowo zamieniano na zastçpczy kwadrat o takim sa-mym polu.

The analysis was started by considering three alternative locations of the fire source, denoted by F1, F2 and F3, respec -tively. They are aligned differently in relation to the centreline of the building, the primary difference being the distance between the flame axis and the perimeter wall, both longitudinal -ly and transversally to the principal axis of the building's sym -metry. As recommended in [2], the fire size for each of these locations was assumed at Qmal = 25 MW. With a heat release rate at RHRf = 500kW/m2, this resulted in a design fire area of:

Q 25MW

^•max

А fire =

RHR

SO m2

(1)

Rf ' 500 kW/m It is important to note that these assumptions are more conservative than those provided by PN-EN 1991-1-2 [5]. PN-EN 1991-1-2 guidelines specify the value of RHRf = 500 kW/m2 for public buildings such as libraries, cinemas and theatres. However, it is suggested that this value be reduced by half for commercial centres. i.e. to RHRf = 250 kW/m2. Given the same fire size, the resulting fire area would be A

fire

-100 m2

Fire Dynamics Simulator (FDS) code [6] was used to analyse fire development in all the mentioned locations. In each case, however, the circle which forms the boundary of the fire source, with an area of Afin = 50 m2, was replaced by a rec -tangle with the same area.

Rycina 2. Model rozpatrywanej hali zastosowany w programie FDS Figure 2. A model of the investigated building as applied in the FDS code

Sktad chemiczny ptonqcego materiatu modelowano w spo-sob uproszczony, z wartosciami funkcji odpowiadajqcych za produkcj? tlenku w?gla i sadzy wynoszqcymi odpowiednio: CO_ YIELD = 0.063 i SOOT_YIELD = 0.163. Faz? wzrostu pozaru opisano przy tym za pomocq tak zwanego pozaru i-kwadrat [5], identyfiku -jqcego relacj? pomi?dzy energiq cieplnq rozpraszanq w pozarze Q (t) [W] i czasem trwania tego pozaru, dla ktorej zachodzi:

The chemical-composition model of the burning material was simplified, with the functions governing the production of carbon monoxide and soot being at CO_YIELD = 0.063 and SOOT_ YIELD = 0.163, respectively. The fire-growth phase was described by the so-called i-squared fire [5], which identifies the relationship between the heat energy of Q(t) [W] dissipated during the fire and the duration of this fire, for which the equation is

Q(t) =

106 (f/g2 dla t < tp Qmax dla f * tp

(2)

Q(t ) =

106 {t/ta)2 dla t < tp

Qmax dla t * tp

(2)

Czas tp [s]jest tu czasem koriczqcym okres wzrostu poza- The time tp [s] is here the time at which the fire is no

ru, natomiast parametr ta [s]czasem odpowiadajqcym rozpro-szeniu energii na poziomie 1 MW. Jak widac z zaleznosci (2), po czasie tp tempo rozpraszania energii cieplnej przestaje nara-stac i rozpraszanie to zachodzi w sposob jednostajny. Zatozenie wartosci Qmax = 25 MW oraz RHRf = 500 k^m2 wraz ze sko-jarzonym z tq wartosciq czasem ta = 150 [s] [5] jednoznacznie wyznacza wartosc tp = 750 s = 12,5 min. Schemat analizowanej [5], give a conclusive result of tp = 750 s = 12.5min. The ana-

longer growing, and the parameter ta [s] is the time in which 1 MW of energy is dissipated. As we can see from the relationship in (2), after time tp has passed, the rate of heat energy dissipation is no longer increasing and becomes constant. The values of Qmax = 25MW and RHRf = 500 kW/m2, assumed together with the time ta = 150 [s], related to them

hali handlowej zastosowany w modelu FDS pokazano na ryc. 2. Dla kazdej rozpatrywanej lokalizacji zrodta ognia w tak sfor-malizowanym modelu umieszczono wirtualne czujniki tempe-ratury, pozwalajqce na tworzenie map termicznych zarowno na kierunku podtuznym, rownolegtym do gtownej osi hali, jak i na kierunku poprzecznym, prostopadtym do tej osi. Osie poszcze -golnych linii czujnikow za kazdym razem krzyzujq si? w miejscu, w ktorym zadeklarowano potozenie danego zrodta.

lysed building as applied in the FDS model is shown in Figure 2. Temperature probes were placed in each investigated location of the fire source in this formalised model to create thermal maps both longitudinally (parallel) and transversely (square to) to the principal axis of the building. In each case, the centrelines of individual probe lines intersect in the indicated locations of the fire sources.

Analiza uzyskanych wynikow Rozktady temperatury gazow spalinowych w przekrojach poprzecznych analizowanej hali

Uzyskane ze szczegotowej analizy po 1 godzinie ekspozycji pozarowej rozktady temperatury gazow spalinowych specyfiko-wane dla wybranych przekrojow poprzecznych hali analizowanej w przyktadzie zestawiono na ryc. 3 i 4. Zauwazmy, ze potozenie tych przekrojow pokrywa si? w przypadku lokalizacji F1 i F2, natomiast przekroj skojarzony z lokalizacji F3 jest cofni?-ty w gtqb hali o 32,50 m wzgl?dem poprzednich. Przyjmujqc za poczqtek uktadu wspotrz?dnych lewy dolny naroznik rzutu po-ziomego hali pokazanej na ryc. 1 i traktujqc jako wyroznik danego przekroju odpowiadajqcq mu odci?tq, przekroje te b?dq w dalszych rozwazaniach oznaczane symbolami, odpowiednio: F1± (67,50), F2± (67,50) oraz F3± (35,00).

The analysis of the results

Plume-gas temperature distributions

in the cross-sections of the investigated building

The plume-gas temperature distributions provided by detailed analyses after one-hour fire exposure, specified for selected cross sections of the investigated building, are shown and compared in Figures 3 and 4. Note that the locations of these cross sections are the same for the F1 and F2 locations, whereas the cross section linked to the F3 location is situated further inside the building, 32.50 m away from the other cross sections. With the bottom-left corner of the building's plan view, as shown in Figure 1, taken as the origin of the coordinate system, and with the corresponding x-coordinate of the given cross section considered as the discriminant of this cross section, these cross sections will be denoted below as F1± (67.50), F2± (67.50) and F3± (35.00), respectively.

Rycina 3. Rozktady wartosci temperatury gazow spalinowych uzyskane dla roznych lokalizacji zrodta ognia w przekrojach poprzecznych rozpatrywanej hali po 1 godzinie ekspozycji pozarowej

Figure 3. The distributions of the fire-plume gas temperature values for various locations of the fire source in the cross sections of the considered building after one-hour fire exposure

Rycina 4. Porownanie ksztattu rozktadow temperatury gazow spalinowych pokazanych na rys. 3 po sprowadzeniu osi pozarow kojarzonych z kolejnymi lokalizacjami zrodta ognia do jednej wspolnej osi

Figure 4. A comparison of the temperature distributions in the fire plume, depicted in Fig. 3, but with fire source centrelines aligned to the common location on the graph

Porownanie zestawionych wykresow pozwala na stwierdze -nie, ze maksymalne wartosci temperatury spalin okreslone bez-posrednio ponad zrodtem ognia w przypadku lokalizacji F1 i F2 sq bardzo podobne, natomiast analogiczna wartosc temperatury uzyskana w przypadku lokalizacji F3 jest wyraznie nizsza. Przyczyna tej roznicy zostanie wyjasniona w dalszej czçsci pra -cy. Na ryc. 3 dobrze widac rowniez rôznicç w uksztattowaniu poszczegolnych rozktadow temperatury. Wynika ona z tego, ze w przypadku lokalizacji F2 os pozaru pokrywa siç ze srodkiem hali (rzçdna tej osi ma wartosc 30,00 m), natomiast w przypadku lokalizacji F1 i F3 osie te sq przesuniçte wzglçdem podtuznej osi hali o 15,00 m w kierunku sciany zewnçtrznej (ich rzçdne w obu przypadkach majq wartosc 15,00 m). W wyniku tego przesuniç -cia wartosci temperatury uzyskane w poblizu sciany zewnçtrznej przy lokalizacji F2 sq znaczqco nizsze od tych kojarzonych z lokalizacjami F1 i F3. Jest to oczywiste, z uwagi na wiçkszq w tym przypadku odlegtosc sciany od zrodta ognia. Efekt ten w zasa-dzie zanika, jesli tylko dla lokalizacji F2 odpowiednio przesunqc prezentowanq na ryc. 3 os pozaru tak, aby sprowadzic wszyst-kie osie do jednej wspolnej osi (ryc. 4). Zwrocmy rowniez uwagç

A comparison of the above graphs leads to the conclusion that the maxima of plume-gas temperatures directly above the fire source are very similar for the F1 and F2 locations, where -as the corresponding temperature for the F3 locations is markedly lower. The cause of this difference will be explained further in this paper. Also, Figure 3 shows clearly the differences between individual temperature distributions. The reason behind these differences is that in the case of the F2 location, the flame axis overlaps with the centre of the building (the ordinate of this centreline is 30.00 m), whereas in the case of the F1 and F3 locations, the centrelines are displaced by 15.00 m relative to the centreline of the building, towards the perimeter wall (their ordinates are 15.00 m in both cases). As a result of this displacement, the temperature values near the external wall in location F2 are substantially lower than those associated with the F1 and F3 locations. This is self-evident, given the greater distance between the wall and the fire source. However, this is no longer the case once the flame axis for the F2 location is shifted to overlap with the centrelines of the other locations (Figure 4). Also note that the temperature distributions

na brak symetrii uzyskanych z analizy rozktadow temperatury wzglçdem skojarzonych z nimi osi pozaru. Maksima temperatury gazow spalinowych w kazdym z rozpatrywanych przypadkow sq wyraznie przesuniçte wzglçdem tych osi w kierunku sciany bocznej. Takie przesuniçcie wynika z braku symetrii w rozmiesz-czeniu bram hali stanowiqcych pionowe otwory wentylacyjne.

are asymmetrical to their corresponding flame axis. In each of the investigated cases, the peak temperatures of the fire-plume gases are clearly displaced, relative to these centrelines, towards the side wall. This displacement is attributable to the asymmetrical location of the gates (vertical ventilation openings) in the building.

Rozktady temperatury gazow spalinowych w przekrojach podtuznych analizowanej hali

Analogiczne rozktady temperatury gazow spalinowych uzy-skane po 1 godzinie ekspozycji pozarowej w wybranych przekrojach podtuznych hali, rownolegtych do gtownej osi budynku, zestawiono na ryc. 5 i 6.

Plume-gas temperature distributions in the longitudinal sections of the investigated building

The corresponding distributions of the plume-gas temperature values after one-hour fire exposure in selected longitudinal sections of the building parallel to the principal axis of that building are shown and compared in Figures 5 and 6.

Rycina 5. Rozktady wartosci temperatury gazow spalinowych uzyskane dla roznych lokalizacji zrodta ognia w przekrojach podtuznych rozpatrywanej hali po 1 godzinie ekspozycji pozarowej

Figure 5. The distributions of the fire plume gas temperature values for various locations of the fire source in the longitudinal sections of the building after one-hour fire exposure

Tym razem wyroznia siç przekroj podtuzny skojarzony z lo-kalizacjq F2 i pokrywajqcy siç z gtownq osiq symetrii hali oraz wzajemnie tozsame przekroje skojarzone z lokalizacjami Fl i F3, przesuniçte wzglçdem poprzedniego o 15,00 m, tak aby w efek-cie bye usytuowane blizej sciany zewnçtrznej hali.

This case involves a longitudinal section associated with the F2 location and overlapping with the principal axis of the building, and other longitudinal sections associated with the F1 and F3 locations, displaced by 15.00 m relative to the F2 location and thus situated closer to the perimeter wall of the building.

Rycina 6. Porownanie ksztattu rozktadow temperatury gazow spalinowych pokazanych na ryc. 5 po sprowadzeniu osi pozarow kojarzonych z kolejnymi lokalizacjami zrodta ognia do jednej wspolnej osi

Figure 6. A comparison of the fire-plume gas temperature distributions shown in Fig. 5, but with fire source centrelines aligned to the common location on the graph Zrodto: Opracowanie wtasne. Source: Own elaboration.

Traktujqc rzçdnq globalnego uktadu wspôtrzçdnych jako wyróznik kazdego z wyróznionych powyzej przekrojów, w dal-szych rozwazaniach przypisano im oznaczenia, odpowiednio: F1II (15,GG), F2II (3G,GG) oraz F3II (15,GG). Podobnie jak w przypadku prezentowanej wczesniej analizy rozktadów temperatury gazów spalinowych identyfikowanych w przekrojach poprzecznych rozpatrywanej hali teraz takze wyraznie zaznacza siç znaczqco nizsza temperatura gazów spalinowych uzyskana przy lokalizacji zró -dta ognia oznaczonej symbolem F3. Potwierdza siç równiez wptyw bliskosci sciany zewnçtrznej, co skutkuje odpowiednio wyzszq temperaturq spalin uzyskanq dla lokalizacji F3 w poblizu tej sciany (ryc. 5). Efekt ten ulega zniwelowaniu, jesli tylko osie pozarów kojarzone z poszczególnymi lokalizacjami sprowadzi siç do jednej wspólnej osi (ryc. б). Nie ma równiez symetrii rozktadów tempera -tury wzglçdem odpowiadajqcych im osi pozarów, choc efekt tego braku jest wyraznie stabszy, niz to zaobserwowano przy analizie przekrojów poprzecznych. W sposób znaczqcy uwidacznia siç on w zasadzie jedynie wtedy, gdy zródto ognia usytuowane jest w po -zycji Fl. W tej sytuacji maksimum temperatury gazów spalinowych jest odchylone wzglçdem osi pozaru do wewnqtrz budynku.

Specyfika rozwoju pozaru przy lokalizacji zródta ognia w poblizu sciany zewnçtrznej hali

Prezentujqc róznice pomiçdzy rozwojem pozaru ze zródtem ognia zlokalizowanym w duzej odlegtosci od sciany zewnçtrznej (w naszej analizie tego typu pozarowi odpowiada lokalizacja F2) i takim, dla którego zródto ognia znajdowato siç w poblizu tej sciany (jesli rozwazac przekroje poprzeczne hali to pozary tego typu odpowiadajq zarówno lokalizacji Fl jak i lokalizacji F3), nie mozna pominqc analizy map termicznych specyfikowanych dla kazdego z porównywanych pozarów. Na ryc. 7 w pozycji srodkowej zapre-zentowano tego typu mapç uzyskanq po 1 godzinie ekspozycji pozarowej i odniesionq do lokalizacji zródta ognia oznaczonej na ryc. 1 symbolem F2. Oczywiscie, mapa ta odpowiada przekrojowi F 2± (67,5G). Warstwica temperatury oznaczona kolorem czarnym odpowiada tu temperaturze gazów spalinowych na poziomie 200°C. Powyzej tej warstwicy temperatura spalin jest wyzsza, ponizej na -tomiast nizsza od tej wartosci. W dalszych rozwazaniach warstwi -ca ta bçdzie traktowana jako umowne rozdzielenie strefy gorqcych gazów rozwijajqcej siç pod sufitem hali i strefy powietrza nieogrza -nego zgromadzonego przy posadzce. Jak tatwo zauwazyc, strefa gorqcych gazów jest tu jeszcze stosunkowo cienka i, co wazniejsze, roztozona w sposób w miarç równomierny na catej szerokosci hali.

Porównanie tej mapy z analogicznq mapq specyfikowanq dla lokalizacji Fl i odniesionq do przekroju F1±(67,5G) umozliwia do-strzezenie istotnej róznicy. Tç drugq mapç pokazano na ryc. 7 w pozycji górnej. Przy lokalizacji zródta ognia w pozycji Fl otrzy-mujemy strefç gorqcych gazów wyraznie niesymetrycznq wzglç -dem osi pozaru. Jest ona, co oczywiste, zdecydowanie grubsza w strefie przysciennej i w miarç cienka po drugiej stronie osi pozaru, tam gdzie nie ma ograniczenia rozchodzenia siç spalin. Taki rozktad temperatury spalin niewqtpliwie prowadzi do szybszego wypetnienia gorqcymi gazami catej objçtosci hali w jej strefie przysciennej i równoczesnie do wolniejszego ogrzania pozostatej czçsci budynku. Przy lokalizacji zródta ognia w pozycji Fl w naszej analizie nie odnotowano jednak istotnej róznicy w stosunku do pozaru z lokalizacjq tego zródta w pozycji F2, jesli porównywac

With the ordinates of the global coordinate system considered as the discriminants of each the above longitudinal sections, these sections are denoted below as F1n (15.00), F 2n (30.00) and F 3n (15.00), respectively. As in the case of the above-discussed distributions of fire-plume gas temperature values identified in building cross sections, it is evident here that the temperature is lower in fire-source locations denoted as F3. The perimeter-wall proximity effect occurs as well, resulting in a higher fire-plume gas temperature for the F3 locations near the perimeter wall (Figure 5). Again, this effect disappears once the flame axes associated with the individual locations are aligned to an overlapping location (Figure 6). Also, the temperature distributions are asymmetrical to their corresponding flame axes, although the effect of this asymmetry is substantially weaker than in the cases observed in the cross sections. It is only when the fire source is in the F1 location that this effect becomes prominent. In the case at hand, then, the peak fire-plume gas temperature is diverted from the flame axis inwards into the building.

Fire development with the fire source located close to the perimeter wall of the building

In order to demonstrate differences between fire development with the fire source located away from the perimeter wall (represented here by the F2 location) and fire development with the fire source located close to the perimeter wall ( the F1 and F3 locations when the cross sections of the building are considered), it is essential to analyse the thermal maps specified for each of the fires under comparison. The item in the middle of Figure 7 presents such a map after one-hour fire exposure for the fire source location denoted in Figure 1 as F2. This map corresponds to cross section F2± (67.50). The temperature contour line marked in black corresponds here to a plume-gas temperature of 200°C. Fire-gas temperature values are higher above this line and lower below it. The discussion below will consider this contour line as the arbitrary boundary between the hot-gas layer under the ceiling and the cooler air layer near the floor. It can be readily seen that the hot-gas layer here is still relatively thin and, more importantly, extended fairly uniformly across the entire width of the building.

A comparison of this map with the corresponding map for the F1 location for the cross section F1± (67.50) reveals a significant difference. The latter map is shown in Figure 7 (the map on top). When the fire source is located in the F1 location, the hot-gas layer is clearly asymmetrical to the flame axis. This layer is, naturally, much thicker near the perimeter wall and fairly thin on the other side of the flame axis, where the fire gases can dis -sipate freely. Such a distribution of flue-gas temperature values inevitably causes the entire volume of the perimeter-wall zone of the building to be filled with hot gases faster, while the rest of the building is getting hotter at a slower rate. No significant differences were found, however, between the F1 and F2 locations of the fire source when compared in terms of their maximum plume-gas temperature values at the flame axis. Also, note that both maps show a flame which is oriented to the interior of the building, thus validating the previously made observations

maksymalnq temperature spalin uzyskanq w osi pozaru. Zauwaz -my jeszcze, ze na obu mapach widzimy ptomien pozaru odchylony do wewnqtrz hali, co potwierdza wczesniejsze obserwacje braku symetrii w rozktadach temperatury spalin wzglçdem odniesio-nych do tych rozktadow osi pozaru. Roznice w stopniu rozwoju pozaru kojarzonego z kolejnymi lokalizacjami zrodta ognia do-brze obrazujq rowniez mapy rozktadu temperatury gazow spali-nowych specyfikowane w przekroju poziomym hali na wysokosci 6.00 m powyzej poziomu posadzki. Pokazano je na ryc. 8. Potoze -nie zrodta ognia dla kazdej rozpatrywanej lokalizacji oznaczono tu kwadratem centrowanym przekqtnymi natomiast znakowana na czarno warstwica odpowiada tym razem temperaturze 250°C.

about the asymmetry in the distributions of the plume-gas tem -perature values relative to the corresponding flame axes. The differences in how the fire develops in individual fire-source locations are also evident from the plume-gas temperature distribution maps in the horizontal projection of the building at a height of 6.00 m above floor level. These are shown in Figure 8. The fire-source of each investigated location is marked here by a square with diagonals, and the contour line marked in black corresponds to a temperature of 250°C.

Rycina 7. Mapy termiczne uzyskane po 1 godzinie ekspozycji pozarowej w przekrojach poprzecznych rozpatrywanej hali, w tym: u gory - dla lokalizacji zrodta ognia w pozycji F1, w srodku - dla lokalizacji zrodta ognia w pozycji F2, na dole - dla lokalizacji zrodta ognia w pozycji F3. Warstwica oznaczona kolorem czarnym odpowiada temperaturze gazow spalinowych na poziomie 200°C

Figure 7. Thermal maps after one-hour fire exposure in the considered cross sections of the building; the map on the top - for the F1 location of the fire source, in the middle - for the F2 location of the fire source, at the bottom - for the F3 location of the fire source. The contour line in black corresponds to a plume-gas temperature of 200°C

Rycina 8. Rozktady temperatury gazow spalinowych uzyskane po 1 godzinie ekspozycji pozarowej w przekroju poziomym rozpatrywanej hali, na wysokosci 6,00 m powyzej poziomu posadzki, w tym: u gory dla lokalizacji zrodta ognia w pozycji F1, w srodku dla lokalizacji zrodta ognia w pozycji F2, na dole dla lokalizacji zrodta ognia w pozycji F3. Warstwica oznaczona kolorem czarnym odpowiada temperaturze gazow spalinowych na poziomie 250°C

Figure 8. Plume-gas temperature distributions after one-hour fire exposure in the horizontal projection of the building, located 6.00 m above the floor level: the top one is for the F1 location of the fire source, the middle one is for the F2 location of the fire source and the one at the bottom is for the F3 location of the fire source. The contour line in black corresponds to a plume-gas temperature of 250°C

Juz pobiezna analiza tak sformatowanych map pozwala na po -twierdzenie lokalnego oddziatywania kazdego z rozpatrywanych pozarów. Pomimo poczqtkowego zatozenia bardzo duzej mocy pozaru, w zadnym z analizowanych przypadków intensywnosc rozpraszania energii po jednej godzinie ekspozycji ogniowej nie okazata si? na tyle duza, aby osiqgni?ty zostat punkt rozgorzenia i nastqpito wyrównanie temperatury gazów spalinowych w catej obj?tosci strefy pozarowej. Dobrze widac równiez odchylenie pto -mienia od osi pionowej wskazujqcej na potozenie zródta ognia. Jak wspomniano wczesniej, jest ono skutkiem niesymetrycznego rozmieszczenia otworów bram wentylujqcych stref? pozarowq. Trzeba równiez zwrócic uwag? na fakt znacznego rozszerzania si? zasi?gu oddziatywania gorqcych gazów spalinowych w bez-posredniej bliskosci sciany hali. Efekt tego typu, jakkolwiek nie-zmiernie istotny przy szacowaniu odpornosci ustroju nosnego hali na zagrazajqcq mu ekspozycj? ogniowq, uwidacznia si? jedynie wtedy, gdy rozwój pozaru modelowany jest za pomocq programu numerycznego opartego na tak zwanej analogii hydrodynamicz-nej (przyktadem takiego programu jest zastosowany w niniejszej analizie program FDS). Nie da si? go zaobserwowac, jezeli w bada -niach wykorzysta si? klasyczne modele strefowe, a tym bardziej oparte na tych modelach rekomendowane w profesjonalnej lite-raturze modele analityczne, co pokazano w dalszej cz?sci pracy.

Even a cursory investigation of the maps in this format proves that each of the investigated fires is localised. Despite the large fire size that was assumed initially, in none of the investigated cases was the rate of heat-energy dissipation sufficient after one-hour fire exposure to result in a flashover and evenly distributed gas temperatures throughout the fire compartment. It is also evident that the flame diverts from the vertical axis indicating the fire-source location. As mentioned earlier, this is the result of the asymmetrical location of the gate openings which ventilate the fire compartment. It is also important to note that the hot gases expand their range substantially in the immediate proximity of the building's perimeter wall. This effect is an extremely important factor in estimating the fire resistance of the building's load-bearing structure, but it cannot be seen unless the fire development is modelled using a numerical program based on the hydro-dynamic-analogy (an example of such a program is FDS, used in this paper). As shown below, it cannot be observed with the use of classic zone models, including especially the analytical models recommended in the literature which rely on these zone models.

Kwestia ttumienia pozaru zainicjowanego w lokalizacji F3

Porównajmy teraz opisane powyzej mapy z mapq wyspecy -fikowanq dla lokalizacji zródta ognia w pozycji F3 i odpowiada-jqcego tej lokalizacji przekroju F3± (35,00). Map? t? pokazano na ryc. 7 w pozycji dolnej. Tym razem strefa gorqcych gazów pod sufitem po prawej stronie osi pozaru jest stabo uwidocz-niona, a wysokosc i temperatura ptomienia wyraznie nizsze niz poprzednio. Pozar zainicjowany w tej lokalizacji jest zatem ttumiony przez ograniczonq dost?pnosc tlenu podtrzymujqce-go spalanie. Aby tego dowiesc na ryc. 9 pokazano, jak dla po-szczególnych lokalizacji zródta ognia w czasie trwania pozaru zmieniata si? temperatura spalin mierzona w osi pozaru na wy -sokosci 5 m, liczqc od poziomu hali.

Suppressing a fire originating in the F3 location

Now let us compare the maps described above with the map specified for the F3 location of the fire source and the corresponding location of the cross section F3± (35.00). This map is shown in Figure 7 (the map at the bottom). In this case, the hot-gas layer under the ceiling on the right side of the flame axis is indistinct, and the flame height and temperature are substantially lower. The fire originating in this location is, then, suppressed by the limited access to oxygen, which sustains combustion. To prove this, Figure 9 shows how the plume-gas temperature - measured at a flame axis at a height of 5 m from the building floor level - changed for individual fire-source locations during the fire.

Rycina 9. Przebieg zmian temperatury gazow spalinowych w czasie pozaru mierzonej w osi tego pozaru przy roznych lokalizacjach zrodta ognia (odpowiednio F1, F2 i F3)

Figure 9. The temporal evolution of the plume-gas temperature during the fire, measured along the fire axis for various fire-source locations (F1, F2 and F3, respectively)

Przebieg tych zmian odniesiony do lokalizacji F3 zdecydo-wanie odbiega od przebiegów specyficznych dla lokalizacji Fl i F2. W pierwszej fazie pozaru temperatura wyznaczona dla kaz-dej z rozwazanych lokalizacji zródta ognia narasta w podobnym tempie i osiqga zblizone wartosci. Po osiqgniçciu wartosci mak-symalnej dla kazdego z analizowanych przypadków temperatura spalin ulega obnizeniu, co wynika z ograniczonej mozliwosci wymiany gazów z otoczeniem. Intensywnosc ttumienia dla pozaru odpowiadajqcego lokalizacji F3 jest jednak zdecydowanie wiçksza niz w przypadku pozostatych pozarów. W odróznieniu od nich pozar ten przebiega niejako cyklicznie, zaznaczajqc kolej-ne etapy ttumienia i odradzania siç ptomienia. Zwrócmy uwagç, ze lokalizacja F3 zostata umiejscowiona w gtçbi hali, w poblizu jej naroza i w duzej odlegtosci od bram stanowiqcych otwory wentylujqce. Bliskie sqsiedztwo z trzech stron ze scianami ze-wnçtrznymi, a takze stosunkowo niska wysokosc hali w znacz-nym stopniu utrudnia cyrkulacjç powietrza. Pozar rozwijajqcy siç w tym miejscu bçdzie zatem niewqtpliwie tak zwanym poza-rem kontrolowanym wentylacjq. Co ciekawe, na tej wysokosci po l godzinie ekspozycji ogniowej we wszystkich analizowanych pozarach ustalita siç mniej wiçcej taka sama temperatura spalin.

For the F3 location, this evolution is clearly different from for the F1 and F2 locations. In the first stage of the fire, the temperature determined for each of the investigated fire-source locations is rising at similar rates and achieves similar values. Once maximum temperatures are reached, the plume-gas tem -perature decreases in each of the cases, due to the reduced exchange of gases with the environment. However, the fire-suppression intensity corresponding to the F3 location is much higher than for the fire in other locations. Unlike the fire in the F1 and F2 locations, this fire has a somewhat-cyclical dynamic in that individual flame suppression and re-emergence stages can be identified. Note that the F3 location is deep inside the building near its corner and far away from the gates, which serve as ventilation openings. Air circulation is substantially restricted by the proximity of the perimeter walls on three sides, and also by the relatively low height of the building. So the fire developing in this location will certainly be a ventilation-controlled fire. What is interesting is that after one-hour exposure at this height, more or less the same plume-gas temperature values were found for all investigated fires.

Porównanie z wynikami uzyskanymi po zastosowaniu klasycznych modeli analitycznych

Analityczne modele pozaru zlokalizowanego rozpatrywane w pracy

Kolejnym zadaniem podjçtym przez autorów niniejszego opra-cowania byto odniesienie rezultatów uzyskanych na podstawie za-prezentowanego powyzej modelowania numerycznego do analo-gicznych wyników, które przy tych samych zatozeniach wstçpnych otrzymano by dziçki zastosowaniu dostçpnych w literaturze modeli analitycznych. Do porównania wybrano nastçpujqce modele: - Model A1 - opisany w pracy [2] - Sformutowano w nim zaleznosci pozwalajqce na wyznaczenie wysokosci ptomienia Lf [m] i temperatury ptomienia Tm (z) ["G] okreslonej na wysokosci z [m], liczqc od poziomu hali. Majq one postac:

Tm (z) = T + 119,5Qmax2,3(z + ^Г^ (4)

gdzie D [m] jest srednicq pozaru, Ta [ "G ] - temperatura oto -czenia w chwili zainicjowania pozaru, natomiast z0 [m] okresla potozenie tak zwanej wirtualnej osi pozaru, takie, ze zachodzi:

zo = 0,25Qm„°'4 (5)

W modelu tym temperatura gazów spalinowych Tg (z,r) ["G] wyznaczonq na wysokosci z [m] wzglçdem poziomu hali i w poziomej odlegtosci r [m] od zródta ognia wylicza siç z zaleznosci:

Tg (z, r) = Ta +119,15 f (z, r)Qf(0,86H + z^ (б)

w której:

Comparisons with the results provided by classic analytical models

The analytical localised-fire models investigated

Another objective for the authors of this paper was to compare the results provided by the numerical modelling with the corresponding results which would have been obtained under the same assumptions using the existing analytical models. The following models were selected for comparison purposes:

- Model A1 - described in [2] - it identifies the relationships based on which flame height, Lf [m] and flame temperature Tm (z) [oC] for height 2 [m], measured from the building's floor level, can be determined. These relationships are as follows

Lf = 0.235Qmai0'4 -1.02D (3)

TJz) = T. +119.5Qm„2,3(z + Zo)-5'3 (4)

where D [m] is the flame diameter, Ta [oC] is the ambient temperature at the time of the fire inception, and 20 [m] defines the location of the so-called virtual flame axis, such that

20 = 0.25QmJ" (5)

In this model, the plume-gas temperature Tg (2,r) [oC], determined at the height 2 [m] relative to the building's floor level, and at a horizontal distance of r [m] from the fire source, is calculated using the relationship

Tg (2 ,r) = Ta +119.15 f (2 ,r )Qf3 (0.86H + ^ (6)

in which

f (z, г ) =

exp[-

-(г - 0,5D)1,6 0,693z02

(0.5D)1-

(z + Z0):

] dla г > 0,5D

г 0,693z2 exp[--

(z + Z0)2-

(7)

dla г < 0,5D

Wielkosc H [m] oznacza tu wysokosc analizowanej stre-fy pozarowej natomiast Qc [kW] - czçsc konwekcyjnq mocy pozaru, przyjmowanq w uproszczeniu jako rownq Qc = 0,8Qmax.

- Model A2 - opisany rowniez w pracy [2] - Model ten sta -nowi rozwiniçcie modelu A1. Uzupetniono go o wspot-czynniki korygujqce ys, yt i ya uwzglçdniajqce po-wierzchniç rozpatrywanej strefy pozarowej Atot [m2] i czas trwania pozaru t [s], takie ze:

y, = 1 + Qc0'2 exp(-0,1A(0)'(5 / H03)

(8)

yt = 1 - 0,8exp(-yut) - 0,2exp(-0,1yut) (9)

ya = 1 - exp(-0,0012t^H / Atot ) (10)

Wielkosc / jest w tym modelu parametrem zaleznym od in -tensywnosci pozaru oraz od rozmiaru analizowanej strefy poza -rowej. Po zastosowaniu wskazanych powyzej wspötczynniköw formuty (4) i (5) specyfikowane dla temperatury gazow spalinowych w strefie przysufitowej przyjmujq postac odpowiednio:

f (z ,г) =

exp[-

-(г - 0.5D)16 - 0,693z2 (0.5D)1

(z + z.)'

-] for г > 0.5D

exp[-

0.693z 2

(7)

for г < 0.5D

(z+z0)2

The value of H [m] here is the height of the investigated fire compartment, and Qc [kW] is the convective component of the heat release rate, assumed roughly at Qc = 0.8Qmai.

- Model A2 - also described in [2] - this model is an extension of Model A1. It was supplemented with adjustment factors ys, y and ya, which account for the area of the investigated fire compartment Atot |m2] and fire duration t [s], such that

Ys = 1 + Qrexp(-0.1At°ot5/ H °-3)

(8)

yt = 1 - 0.8exp(-/£) - 0.2exp(-0.1/) (9)

Ya = 1 - exp(-0.0012t>/H / Atot) (10)

The value of / in this model is a parameter which depends on the fire intensity and the size of the investigated fire compartment. Once the factors described above are applied, the formulas (4) and (5) for the plume-gas temperature in the ceiling area are, respectively

Tg fe 0 = j =

T (z,r,t) = j =

g4- > > ' jet

= Ta + 119,157s7t[ya + (1 -ya)g(z,r)]Qf(0,86H + 0,25Qc2,5)-z (11) = Ta + H9.l5ytyt[y, + (1 -Ya)g(z,r)]Qf (0.86H + 0.25Qc2,5)-5/3 (11)

g (z, г) =

0 693z2

xp[—(г -0,5D)1,6/(0,5D)1,6 - 0,693z°] dla г > 0,5D (z + z0)

(12) ) (z, г) =

exp[—0,693(г/(z + z0))2]

dla г < 0,5D

- Model B - szczegotowo opisany w pracy [7] - Jest to tak zwany model Alperta [8], w ktorym wysokosc pto-mienia wyznaczana jest z zaleznosci:

0 693z2

exp [-(г - 0.5D)16/(0.5D)16---—£] dla г > 0.5D

(z + z0Y

(12)

exp [-0.693(г /(z + z0))2]

dla г < 0.5D

- Model B - described in detail [7] - is the so-called Ap-ert's model [8], in which the flame height is determined using the relationship

Lf =-1,02D + 0,083Qm

(13)

natomiast rozktad temperatury Tjet [oC] gazow spalinowych w strefie przysufitowej okresla siç na podstawie formut:

Q2/3

h 5/3

5,38-

Qm2

m

(r / H )2/3 H5

dla dla

г / H < 0,18 г / H > 0,18

Oznaczenia sq analogiczne jak w modelu A1.

- Model C - opisany w pracy [9] - Wartosc temperatury gazow spalinowych T(x,z,t) [oC] okreslona w punk-cie o wspotrzçdnych przestrzennych, poziomej x i pio-nowej z, i osiqgana po czasie t trwania ekspozycji po -zarowej wyliczana jest z zaleznosci:

Lf = -1.02D + 0.083Qm,xa4 (13)

and the plume-gas temperature distribution Tja |oCJ in the ceiling area is determined using the formulas

(14)

Q

h 5/3

5.38-

Q2

(г / H )2/3 H 5

dla dla

г / H < 0.18

г / H > 0.18

(14)

The symbols used here are the same as in Model A1.

- Model C - described in [9] - the plume-gas temperature T (x, z, t) [ oC j determined at a point with horizontal and vertical coordinates of x and z , respectively, and achieved after time t of fire exposure, is calculated us -ing the relationship

T(x,r,t) = Ta + Tm(1 -0,8e-ßt -0,2e-°1ßt)[n+ (1 -n)e ß ] (15)

w ktorej wielkosc Tm [oC] jest stabelaryzowanq wartosciq temperatury wyznaczanej w osi ptomienia, natomiast ß, r\ i / sq parametrami o wartosciach ustalanych empirycznie.

T(x,г,t) = Ta + Tm(1 -0.8e-ßt -0.2e~01ßt)[^ + (1 -n)e

] (15)

where Tm [oc] is the tabulated temperature value determined at the flame axis, and ¡5, r\ and / are empirically determined values.

- Model D - opisany w pracy [10] - Jest rozwiniçciem dobrze znanego modelu specyfikujqcego tak zwany pozar BFD [11]. Rozktad temperatury gazów spalinowych Tg(t) ["G] ustalony po czasie t trwania ekspozycji pozarowej opisany jest w tym przypadku nastçpujqcy-mi formutami:

Tg (t ) =

T+ Te-(lnt-lntd ^ dla t К tA

am d

T + Te-(lnt-lntd )/ш2 dla t > t,

gdzie czas td [sec] odpowiada poczqtkowi fazy stygniçcia pozaru skojarzonemu z chwilq wypalenia siç 80% potencjalnego paliwa zgromadzonego w rozpatrywanej strefie pozarowej, na-tomiast parametry ml i w2 sq wspotczynnikami ksztattu. Mak-symalnq wartosc temperatury T wyznacza zaleznosc:

Tmax _ j Qmax Tg = ^

■80) - (

4Q

m

10000

100 • (52Q /1000 + 598) h3)H +-v Vm"-- (17)

natomiast temperature Tjt okreslonq bezposrednio pod sufi-tem wyznacza siç ze wzoru:

- Model D - described in [10] - this model is an extension of a well-known model involving the BFD curve [11]. The plume-gas temperature distribution Tg (t) [ oc], determined after t of fire exposure is described in this case using the formulas

(1б)

Tg (t ) =

T+ Te-(lnt-lntd ^ dla t К td

am d

T + Te-(lnt-lntd )h'2 dla t > t,

(1б)

where the time td [sec] corresponds to the time at which the fire starts to decay, defined as the time at which 80 percent of the fuel accumulated in the fire compartment has burnt out, and parameters a>l and a> 2 are stress concentration factors. The maximum temperature of T is determined by the relationship:

,Q ^ ,4Q N 100 • (52Q /1000 + 598),^

T = (-^ + 80) - ( + 3)H +-v -- (17)

x 50 10000 AtBt

and the temperature Tjet directly under the ceiling is determined using the formula

fTi _fTimaxj

Tjet = Tg kz,

(18)

w ktorym wielkosc kzm jest tak zwanym wspotczynnikiem lokalizacji obliczanym z formuty:

П+ (1 -n)e(D/2-x)/7 dla x > 0,5D 1 dla x < 0,5D

k

f-p _jrmaxi.

Tjet = Tg kz,

(18)

(19)

in which k2m is the so-called localisation factor calculated using the formula

n + (1 -n)e{Dn-x)n dla x > 0.5D

kzm =

1

dla x < 0.5D

(19)

gdzie r¡ jest parametrem o wartosci kalibrowanej empirycznie.

- Model E - opisany w normie PN-EN 1991-1-2 [5] i uzu-petniony w pracach [12] i [13] - Stanowi rozwiniçcia klasycznego podejscia normowego, w którym wyso-kosc ptomienia w pozarze zlokalizowanym wyznacza siç z zaleznosci:

Lf =-1,02D + 0,0148Q 0"4 , s

f ^max (20)

natomiast temperature Tm ( z ) liczonq wzdtuz osi ptomie-nia w zaleznosci od wysokosci z nad zródtem ognia ze wzoru:

T (z) = min(20 + 0,25Q 2/3(z-z0)-5/3; 900)

przy czym:

z0 = -1,02D + 0,00524Qm

(2l)

(22)

Specyfikacje te, stosowanq dla sytuacji, w ktorej ptomien nie siega sufitu, uzupetniono w [13], podajqc zaleznosc zapropono-wanq w [12] do wyznaczania temperatury jet [ c] okreslanej dla gazow spalinowych w strefie zlokalizowanej bezposrednio pod sufitem. Ma ona postac:

j = Tg |l,92(-^)-1 - exp[1,61(1 - Г)]| dla 1 < r < 40 m (23)

w ktorej symbolem b [m] oznaczono promien kolumny gorq-cych gazow spalinowych mierzony w poziomie sufitu.

where n is an empirically calibrated parameter.

- Model E - described in the PN-EN 1991-1-2 standard [5] and revised by [12] and [13] - this model is an extension of the classic approach used in standards, in which the flame height in a localised fire is determined using the relationship:

Lf = -1.02D + 0.0148Q 04 , %

f Vmax (20)

and the temperature Tm(2), measured at the flame axis, depending on the height z above the fire source, is calculated using the formula

with

Tm(z) = min(20 + 0.25Q 2/3(z- z0)-5/3; 900)

z0 = -1.02D + 0.00524Q

(2l)

(22)

This specification, applied when the flame does not reach the ceiling, is revised by [13], in which the relationship proposed in [12] is employed to determine the temperature Tjet [oC] for plume gases directly under the ceiling. The relationship is

j = Tg |l92( b )-1 - exp[1.61(1 - b)]} dla 1 < r < 40 m (23)

in which b [m] denotes the radius of the hot-gas plume measured at the ceiling level.

Wnioski wynikajqce z porownania

Dla kazdego z wymienionych powyzej modeli analitycznych, przy zachowaniu zatozen przyjetych w pierwszej czçsci niniejszej

Conclusions resulting from the comparison

Plume-gas temperature distributions after one-hour exposure were determined for each of the above-mentioned

pracy, wyznaczono rozktad temperatury gazów spalinowych uzy-skanej po 1 godzinie ekspozycji pozarowej. W celach porównaw-czych wszystkie te rozktady zestawiono razem na ryc. 10. Poniewaz w tego typu modelach nie bierze si? pod uwag? róznic w lokalizacji zródta ognia wzgl?dem scian hali, uzyskane wyniki mogq bye od-noszone w równym stopniu do kazdego z rozktadów temperatury otrzymanych wczesniej przez autorów po zastosowaniu analizy nu -merycznej. Trzeba równiez zwrócie uwag? na fakt, ze rozktady tem -peratury spalin uzyskane z modeli analitycznych sq zawsze osiowo symetryczne wzgl?dem osi pozaru. Z tego wzgl?du na ryc. 10 do petnej reprezentacji tych rozktadów wystarczy przedstawienie je-dynie pojedynczej potowy wykresów specyfikowanych na poprzed-nich rycinach z uwzgl?dnieniem catej dtugosci lub szerokosci hali.

analytical models within the framework of the assumptions made in the first part of this paper. All these distributions are shown together in Figure 10 for comparison. Since these types of models do not factor in the differences in the fire-source location relative to the building's walls, the results are equally comparable with each of the temperature distributions obtained earlier in the numerical approach. Also, note that the plume-gas-temperature distributions yielded by analytical models are always axially symmetrical to the flame axis. Hence, to achieve a full representation of these distributions in Figure 10, it is sufficient to illustrate only one half of the charts specified in previous Figures and include the entire length or width of the building.

Rycina 10. Zestawienie rozktadow temperatury spalin specyfikowanych w przekrojach poprzecznych hali rozpatrywanej w pracy, uzyskanych w wyniku zastosowania wskazanych w tekscie modeli analitycznych

Figure 10. A comparison of plume-gas temperature distributions specified for the cross sections of the building investigated in this paper, according to the analytical models presented above

Komentujqc wyniki przedstawione na ryc. 10, nalezy podkre -slic fakt duzego zróznicowania uzyskanych wartosci temperatury spalin. Wartosci maksymalne tej temperatury specyfikowane w osi pozaru i kojarzone z zastosowaniem poszczególnych modeli analitycznych rózniq si? mi?dzy sobq, przy czym róznica ta dochodzi w skrajnych przypadkach nawet do 215°C. Uogólniajqc, uzyskane rozktady pod wzgl?dem ksztattu mozna zaszeregowac do dwóch podstawowych kategorii. W pierwszej kategorii miesz-czq si? te, dla których prognozowana jest stosunkowo wysoka temperatura spalin nie tylko w bezposredniej bliskosci osi pozaru, ale równiez w znacznej odlegtosci od tej osi. Z ryc. 10 wynika, ze do tej kategorii trzeba zaliczyc co najmniej pozary modelowane przy zastosowaniu modeli A2, C i D. Zastosowanie modeli B i E prowadzi jednak do przeciwnego wniosku, który klasyfikuje te po -zary w drugiej z wyszczególnionych kategorii. Tym razem wysoka temperatura spalin osiqgana jest w zasadzie gtównie w poblizu osi pozaru. Zwi?kszanie odlegtosci od tej osi wiqze si? w tych mode -lach z szybkim obnizaniem si? tej temperatury. Model A1 wydaje si? w tej kategoryzacji modelem posrednim. W przeprowadzonej przez nas analizie numerycznej, zarówno dla lokalizacji zródta ognia w potozeniu F2, jak i dla tej kojarzonej z lokalizacji F1, uzy-skalismy maksymalne wartosci temperatury spalin przewyzsza-jqce poziom 645°C. Zauwazmy, ze wyzsza temperatura spalin pro -gnozowana byta analitycznie jedynie w przypadku zastosowania modelu oznaczonego przez nas wczesniej symbolem B. Wydaje si? jednak, ze ze wzgl?du na prognozowany ksztatt rozktadu tej

When discussing the results shown in Figure 10, it is important to note that the plume-gas temperature values found are highly varied. There are differences between the maximum plume-gas temperature values specified at the flame axis and associated with individual analytical models - these can be as high as 215°C. Generally, the distributions obtained can be divid -ed into two categories, depending on their shape. The first cate -gory includes distributions for which relatively high plume-gas temperature values are projected not only in the immediate proximity of the flame axis but also from a substantial distance from this axis. In Figure 10 it is demonstrated that this category should encompass at least the fires based on models A2, C and D. The opposite conclusion is drawn when models B and E are applied, thus placing them in the second category. In this case, high plume-gas temperature values are reached mainly near the flame axis. The growing distance from the flame axis in these models involves a rapid decrease in the plume-gas temperature. Model A1 seems to be an intermediate model between the two categories. Our numerical analysis yielded maximum plume-gas temperature values for both the F2 and F1 fire-source locations in excess of 645°C. Note that in the analytical models a higher temperature was projected only for Model B. It seems, however, that Model A2 gave a better approximation of our results given the projected distribution shape of this temperature. For a comparison, see Figure 11. However, we have come to a more general conclusion, which we believe is more instructive. What

temperatury lepsze przyblizenie naszych wyników dato zasto-sowanie modelu analitycznego oznaczonego symbolem A2. Od-powiednie zestawienie i porównanie pokazano na ryc. 11. W na-szej ocenie bardziej pouczajqca jest tu jednak nieco ogólniejsza konstatacja. Okazato si? bowiem, ze modele analityczne reko-mendowane do stosowania w profesjonalnej literaturze w wielu przypadkach byty modelami zanizajqcymi mozliwq do osiqgni?-cia temperatura spalin, a zatem prowadzqcymi do nazbyt opty-mistycznego prognozowania tempa rozwoju pozaru, który przy zatozonej geometrii hali potencjalnie jej zagraza.

TjfC]

700 600 500

we found was that the possible plume-gas temperature values yielded by the analytical models recommended in the professional literature were in many instances underestimated, thus leading to overly optimistic projections of the development rate of the fire, which posed a potential threat to the building, given its assumed geometry.

400

200 100

i \ i i ,

/ \ \

J A ж

V ----- / ,2' T-- .......... F2 -F2 ■ A2

^ III4-

-- tfl •И 03 О о L[m]

30

60

Rycina 11. Porownanie rozktadu temperatury gazow spalinowych uzyskanego w przekroju poprzecznym hali rozpatrywanej w pracy przy zastosowaniu modelowania numerycznego i lokalizacji zrodta ognia w pozycji F2 z analogicznymi rozktadami wyznaczonymi na podstawie analitycznych modeli obliczeniowych oznaczonych w tekscie symbolami A2 i B

Figure 11. A comparison of plume-gas temperature distribution in the cross section of the investigated building using numerical modelling for the F2 fire-source location with corresponding distributions obtained for analytical models A2 and B

Uwagi koñcowe

W przeprowadzonej powyzej analizie staralismy si$ wykazac, ze sposób i tempo rozwoju pozaru zlokalizowanego zainicjowanego w wielkopowierzchniowej hali handlowej w duzym stopniu zalezy od lokalizacji zródta ognia. Zmiana tej lokalizacji istotnie zmienia bowiem warunki cyrkulacji gazów spalinowych. Róznice w rozwo -ju pozaru pot^gujq si$ przy tym, jezeli zródto ognia zlokalizowane jest w trudno dost^pnym rejonie hali, odlegtym od otworów wen-tylacyjnych, gdy rozpatrywany pozar jest coraz silniej determino-wany przez warunki wentylacji obiektu. Te wnioski nie dotyczq jedynie obiektów handlowych, ale takze wszelkiego typu stref po-zarowych o bardzo duzym rozmiarze w rzucie poziomym, a przy tym stosunkowo niskich i relatywnie stabo wentylowanych. Sq aktual-ne wsz^dzie tam, gdzie prawdopodobienstwo rozgorzenia pozaru i osiqgni^cia przez niego fazy pozaru rozwini^tego jest znikome, a zatem pozar zlokalizowany staje si$ pozarem miarodajnym do oszacowania realnego poziomu bezpieczenstwa budynku i jego uzytkowników. Wydajq si$ one na pierwszy rzut oka dosc oczywi-ste, niemniej jednak, w ocenie autorów niniejszego opracowania, upewniajq potencjalnego czytelnika we wnioskowaniu o naglqcej potrzebie dopracowania istniejqcych juz i rekomendowanych do stosowania w profesjonalnej literaturze analitycznych modeli pozaru. Jak dotqd modele tego typu, pomimo wciqz rosnqcego stop-nia ich ztozonosci, nie odzwierciedlajq jeszcze w zadowalajqcym stopniu faktycznych warunków determinujqcych rozwój pozaru, a zatem nie opisujq tego rozwoju wystarczajqco precyzyjnie. W roz-wazaniach analitycznych nie uwzgl^dnia si$ wciqz jeszcze wielu

Concluding remarks

Our analysis attempted to demonstrate that the location of the fire source largely determines how and at what rate a local -ised fire can develop in a large-space steel commercial building. It is evident that different locations involve substantially different conditions in which fire plume-gases circulate. These differences become even greater if the fire source is located in hard-to-reach areas of the building, away from ventilation openings, when the ventilation in the building has an increasing influence on the investigated fire. These conclusions are true not only for commercial buildings but also for all types of fire compartments with large horizontal dimensions, comparatively small heights and relatively poor ventilation. They are always relevant when the probability of a flashover and a fully developed fire is negligible. This makes a localised fire a conclusive basis for estimating the actual safety of the building and its users. As obvious as these conclusions might seem, we believe that they make a strong case that there is an urgent need to refine the existing analytical fire models recommended in the literature on the subject. Despite their ever-growing sophistication, these models fail to accurately reflect the actual conditions underlying fire development, and as such fail to describe fire development with sufficient accuracy. Analytical approaches continue to overlook many factors, such as whether the projected fire will be controlled by ventilation conditions or by the fuel supply accumulated in the fire compartment. Analytically projected localised fires are still axially

czynników, chocby tego, czy prognozowany pozar bçdzie kontrolo-wany warunkami wentylacji, czy tez podazq paliwa zgromadzone-go w strefie pozarowej. Pozary zlokalizowane prognozowane anali -tycznie to nadal jedynie pozary osiowo symetryczne, modelowane lokalnie bez uwzglçdnienia rzeczywistych warunków brzegowych, których ksztatt nie zalezy od geometrii otoczenia.

symmetrical fires, modelled locally without factoring in the boundary conditions, whose shape is independent of the geometry of the environment.

Literatura/Literature

[1] Maslak M., Miarodajna gqstosc obciqzenia ogniowego strefy pozarowej - wartosc nominalna z pojedynczej inwentaryzacji czy raczej staty-stycznie uzasadniona wartosc charakterystyczna, BiTP Vol. 44 Issue 4, 2016, pp. 119-128, DOI: 10.12845/bitp.44.4.2016.9.

[2] Fan Shen-Gang, Shu Gan-Ping, She Guang-Jun, Richard Liew J.Y., Computational Method and Numerical Simulation of Temperature Field for Large-Space Steel Structures in Fire, "Advanced Steel Construction" 2014, 2, 151-178, http://dx.doi.Org/10.18057/ijasc.2014.10.2.3.

[3] Wang Y., Burgess I., Wald F., Gillie M., Performance-Based Fire Engineering of Structures, CRC Press, London 2014, 394, http://dx.doi. org/10.1201/b12076.

[4] PN-EN 1993-1-2: Eurokod 3: Projektowanie konstrukcji stalowych - Cz^sc 1-2: Reguty ogölne - Obliczanie konstrukcji z uwagi na warunki pozarowe.

[5] PN-EN 1991-1-2: Eurokod 1: Oddziatywania na konstrukcje - Cz^sc 1-2: Oddziatywania ogölne - Oddziatywanaia na konstrukcje w wa -runkach pozaru.

[6] McGrattan K.B., McDermott R., Weinschenk C., Overholt K., Hos-tikka S., Floyd J., Fire Dynamics Simulator Technical Reference Guide, NIST Special Publication 1018, Gaithersburg, Maryland, USA 2013, 173, http://dx.doi.org/10.6028/nist.sp.1018e6.

[7] Zhang Guo-Wei, Zhu Guo-Qing, Huang Li-Li, Temperature Development in Steel Members Exposed to Localized Fire in Large Enclosure, "Safety Science", 2014, 62, 319-325, http://dx.doi.org/10.1016/j.ssci.2013.09.006.

[8] Alpert R.L., Turbulent Ceiling-Jet Induced by Large-Scale Fires, „Com -bustion Science and Technology" 1975, 11, 197-213, http://dx.doi. org/10.1080/00102207508946699.

[9] Li Guo-Qiang, Wang Peijun, Advanced Analysis and Design for Fire Safety of Steel Structures, Springer, Heidelberg 2013, 357, http:// dx.doi.org/10.1007/978-3-642-34393-3_11.

[10] Yu Zhi-Chao, Zhu Guo-Qing, Zhang Guo-Wei, Tiang Cheng-Fei, Study of Shape Coefficient in BFD Model, "Procedia Engineering" 2016, 135, 622-630, http://dx.doi.org/10.1016Zj.proeng.2016.01.128.

[11] Barnett C.R., BFD Curve - a New Empirical Model for Fire Compartment Temperatures, „Fire Safety Journal" 2002, 37, 437-463, http:// dx.doi.org/10.1016/s0379-7112(02)00006-1.

[12] Heskestad G., Hamada T., Ceiling Jets of Strong Fire Plumes, „Fire Safety Journal", 1993, 21, 69-82, http://dx.doi.org/10.1016/ 0379-7112(93)90005-b.

[13] Zhang Chao, Li Guo-Qiang, Fire Dynamic Simulation on Thermal Actions in Localized Fires in Large Enclosure, "Advanced Steel Construction" 2012, 2, 124-136. http://dx.doi.org/10.18057/ijasc.2012.8.2.2.

DR HAB. INZ. MARIUSZ MASLAK, PROF. PK - profesor nadzwyczajny w Katedrze Konstrukcji Metalowych na Wydziale Inzynierii Lgdowej Politechniki Krakowskiej. Zajmuje si^ ksztattowaniem, utrzymaniem i weryfikacjg stanu bezpieczenstwa röznego typu stalowych ustrojöw nosnych ze szczegölnym uwzgl^dnieniem zachowania si^ tego typu konstrukcji w warunkach ekspozycji ogniowej. Cztonek International Association for Fire Safety Science (IAFSS). Z ramienia Polski cztonek Technical Committee 3 (TC3): "Fire Safety" przy European Convention for Constructional Steelwork (ECCS), a takze cztonek Komitetu Tech-nicznego CEN TC 250/SC3: „Evolution Group Eurocode 3, Part 1-2". W latach 2010-2014 cztonek Komitetu Zarzgdzajgcego Mi^dzynaro-dowego Projektu Badawczego COST TU0904 „Integrated Fire Engineering and Response". Od roku 2014 cztonek Komitetu Zarzgdzajgcego Mi^dzynarodowego Projektu Badawczego COST TU1402 „Quantifying the Value of Structural Health Monitoring. Kierownik grantu badawczego wtasnego N N506 243938 „Miary bezpieczenstwa i ich wza-jemne relacje w wyjgtkowej sytuacji projektowej pozaru rozwini^tego" (röwniez w latach 2010-2014).

MGR INZ. PIOTR WOZNICZKA - uprawniony projektant budowlany. Wyktadowca w Katedrze Konstrukcji Metalowych na Wydziale Inzynierii Lgdowej Politechniki Krakowskiej. Student studiöw doktoranckich. Obecnie pracuje nad rozprawg doktorskg „Strategie bezpieczenstwa po-zarowego wybranych szkieletöw stalowych hal wielkogabarytowych".

MARIUSZ MASLAK, D.Sc.Eng., CUT Prof. - Associate Professor at the Department of Metal Structures of the Faculty of Civil Engineering, the Cracow University of Technology. His focus areas are the development, maintenance and verification of the safety of various types of steel load bearing structures, including in particular the behaviour of such structures when exposed to fire. A member of the International Association for Fire Safety Science (IAFSS). A member of the Technical Committee 3 (TC3): "Fire Safety" of the European Convention for Constructional Steelwork (ECCS) representing Poland, and also a member of the Technical Committee CEN TC 250/SC3: "Evolution Group Eurocode 3, Part 1-2". Between 2010 and 2014 he was a member of the Management Committee of the International Research Project COST TU0904 "Integrated Fire Engineering and Response". A member of the Management Committee of the International Research Project COST TU1402 "Quantifying the Value of Structural Health Monitoring". A head of the project N N506 243938 funded by the Polish Ministry of Science and Higher Education called "Measures for safety and their interrelations in the accidental design situation of a fully developed fire" (including between 2010 and 2014).

PIOTR WOZNICZKA, M.Sc.Eng. - licensed construction designer. A lecturer at the Department of Metal Structures of the Faculty of Civil Engineering, the Cracow University of Technology. A PhD student. He is currently working on a doctoral dissertation on "Fire safety strategies for selected frame structures of large-space steel halls".

Mlnlsterstwo Naukl i Szkolnictwa Wyzszego

ArtykuJ zostal przetlumaczony ze srodköw MNiSW w ramach zadania: Stworzenie anglojçzycznych wersji oryginalnych ar-tykulöw naukowych wydawanych w kwartalniku „BiTP. Bezpieczenstwo i Technika Pozarnicza" - typ zadania: stworzenie anglojçzycznych wersji wydawanych publikacji finansowane w ramach umowy 935/P-DUN/2016 ze srodkow Ministra Nauki i Szkolnictwa Wyzszego przeznaczonych na dzialalnosc upowszechniaj^c^ naukç.