Masterprojekt fra DTU

FASTSÆTTELSE AF DEN DIMENSIONERENDE TEMPERATUR I 

FORBINDELSE MED DIMENSIONERING AF BÆRENDE 

KONSTRUKTIONER 

Udarbejdet af Jørgen Bach 

Viborg, den 15. januar 2005 

BRANDTEKNISK PROJEKTOPGAVE 

MASTER I BRAND 

DTU

,1'+2/'6)257(*1(/6( 

Side:1 af 41 

Dato:21-01-2005 

,1'/('1,1* 

1.1 Baggrund 2 

1.2 Opgaveformulering 2 

1.3 Afgrænsning 3 

1.4 Opgavens disponering 3 

)81.7,216%$6(5(7 %5$1',0(16,21(5,1* 

2.1 Designfilosofierne mini, midi og maxi 4 

2.2 Bygningsreglementets krav og muligheder 5 

2.3 Specielle forhold vedr. bærende konstruktioner 5 

'(6,*1%5$1'( 2* %5$1'/$67 

3.1 Valg af designbrande 7 

3.2 Den maksimale brandeffekt bestemt ved beregning af brandværdi 7 

3.3 Brandlast bestemt i henhold til Eurocode 1 9 

3.4 Brandlast bestemt i henhold til SBI Publikation nr. 38 11 

3.5 Brandlast bestemt ved CFD simulering 13 

3.6 Designbrandens udviklingsforløb 14 

3.7 Designbrandens placering 16 

3.8 Stråling 16 

%5$1'5800(76 7(03(5$785 

4.1 Temperaturforhold i fuldt udviklede brandforløb 18 

4.2 Standardbrandkurven 20 

4.3 Parametrisk brandforløb i h.t. DS 410 22 

4.4 Parametrisk brandforløb i henhold til Eurocode 1 23 

4.5 Temperaturforløb bestemt ud fra to-zonemodeller 24 

4.6 Temperaturforløbet bestemt ud fra CFD modeller 26 

7(03(5$785(16 ,1')/

,1'/('1,1* 

%DJJUXQG 

Side:2 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved fastsæ ttelse af det dimensionerende brandforløb der skal benyttes i forbindelse med 

dimensionering af bæ rende konstruktioner, vil man indirekte stå over for et valg mellem 

omkostninger til passiv brandbeskyttelse, aktive anlæ g og sikkerheden for de personer, der må 

forventes at opholde sig i bygningen samt de væ rdier der er i bygningen. 

Det er indlysende, at bæ rende konstruktioner som et minimum må væ re i stand til at tåle de 

temperaturpåvirkninger, der er forventelige i den periode det vil tage for de personer, der opholder 

sig i bygningen, at blive evakueret. Temperaturen bør endvidere fastsæ ttes under hensyn til den 

usikkerhed som denne tid kan bestemmes med. 

Om der skal stilles yderligere krav til bygningen, vedr. modstandsdygtighed for en læ ngere del af 

brandforløbet, vedrører primæ rt beskyttelsen af materielle væ rdier af en eller anden art. 

Den indsats der bør ydes for at sikre bygninger bør derfor tilpasses bygningens væ rdi, art og 

størrelse. F.eks. vil den sikring, der vil væ re rimelig at ofre på at sikre Rigsarkivet, der må formodes 

at indeholde uerstattelige væ rdier, adskille sig væ sentligt fra den indsats det er rimeligt at ofre på en 

lagerhal der er beliggende i forbindelse med en produktionsvirksomhed og hvor lageret indeholder 

fæ rdigvarer svarende til få dages serieproduktion. Endvidere vil det relative forhold mellem 

bygningers væ rdi i forhold til ejernes samlede egenkapital ligeledes have betydning for den indsats, 

det er rimeligt at ofre på brandbeskyttelse. 

Denne balance mellem beskyttelse af menneskeliv på den ene side og beskyttelse af formue og 

væ rdier på den anden side har gennem mange år væ ret kontrolleret af restriktive krav i 

lovgivningen. Fx definerede bygningsreglementet direkte konstruktionsopbygninger der skulle 

benyttes som bæ rende konstruktioner. 

Der er ved indførelsen af funktionsbaseret dimensionering nu åbnet mulighed for at tilpasse 

brandsikringen ud fra en strategi om, at etablere brandsikring lige der hvor den gør mest gavn og 

ikke blot dikteret af gamle tvivlsomt dokumenterede brandkrav. 

2SJDYHIRUPXOHULQJ 

Der er i Danmark en lang tradition for at bestemme den dimensionerende rumtemperatur for 

bæ rende konstruktioner på grundlag af Standardbrandkurven i henhold til ISO 834. Med den 

æ ndring, der er sket i forbindelse med æ ndring af bygningsreglementet kapitel 6, ved udsendelse af 

tillæ g 8, er der givet mulighed for at dokumentere bygningers sikkerhed ved beregning. Dette 

medfører at bæ rende konstruktioner ligeledes kan dimensioneres individuelt på baggrund af 

bygningens funktion. Denne opgave forsøger at belyse nogle metoder, der kan benyttes til at 

foretage denne dimensionering. For at opdele denne problemstilling er følgende delemner forsøgt 

belyst: 

- Hvilke metoder findes der til at beskrive temperaturforløb under brandpåvirkninger? 

- Hvilken betydning har rummets geometri for temperaturforholdene? 

- Hvordan påvirkes bæ reevnen af stålkonstruktioner af brandpåvirkningen? 

- Hvordan påvirkes bæ reevnen af betonkonstruktioner af brandpåvirkningen?

Side:3 af 41 

Dato:21-01-2005 

En af de metoder der p.t. tiltræ kker sig størst opmæ rksomhed er at bestemme rumtemperaturen i 

brandtilstanden på baggrund af CFD analyser. Ved at benytte CFD simulering vil der 

indledningsvist melde sig det spørgsmål: Hvilket brandforløb skal der forudsæ ttes samt hvilken 

placering af bålet skal der benyttes? I forlæ ngelse af dette spørgsmål vil kravet til modellens 

nøjagtighed i forhold til det virkelige rum væ re interessant. 

Det vil ved en evt. anvendelse af CFD analyser til bestemmelse af brandforløbet for bæ rende 

konstruktioner væ re næ rliggende at stille det spørgsmål: Hvorved adskiller dette brandforløb sig fra 

de brandforløb der p.t har væ ret anvendt? 

Denne opgave vil forsøge at belyse disse aspekter. 

$IJU QVQLQJ 

Opgaven er forsøgt koncentreret om temperaturforholdene i det bræ ndende rum. Absorptionen af 

varme i selve tvæ rsnittet i den bæ rende konstruktion, samt den indflydelse som temperaturen har på 

materialets styrkeparametre er kun perifert behandlet. Dette er sket ved at belyse 

bøjningsbæ reevnens udvikling som følge af temperaturforholdene gennem brandforløbet. 

Søjlevirkning, foldning, forskydningspåvirkninger etc. i brandtilstanden er ikke omfattet af denne 

opgave. Kun materialerne stål og jernbeton er behandlet i denne opgave. 

Selve brandforløbene bygger på teoretiske modeller, der er gengivet fra tilgæ ngelig litteratur. Der 

ligger således ikke direkte eksperimentelle forsøg til grund for opgaven. 

De forskellige udvalgte metoder, er illustreret ved at vise disse anvendt i forbindelse med et 

gennemgående eksempel. Det eksempel, der er valgt, består af et atrium, der er yderligere beskrevet 

i Bilag A. Resultaterne belyser således forholdene i dette atrium. Analyser af andre bygninger vil 

føre til andre brandforløb og dermed temperaturer. De karakteristika, der er illustreret ved disse 

eksempler, er kun gæ ldende for det aktuelle tilfæ lde. 

Der er dog ud fra dette eksempel forsøgt belyst forskellige problemstillinger ved metodernes 

anvendelse. 

Det skal bemæ rkes at der som erstatning for udtrykket ¥x er benyttet den alternative 

skrivemåde (x) ½ . 

2SJDYHQV GLVSRQHULQJ 

Indledningsvis er de lovgivningsmæ ssige rammer belyst for de bæ rende konstruktioners 

brandmodstandsevne. 

I afsnit 4 er seks forskellige metoder til fastsæ ttelse af temperaturforløbet for eftervisning af 

bæ rende konstruktioners sikkerhed beskrevet. For at belyse de aktuelle forskelle i disse metoder er 

metoderne forsøgt anvendt ved at tage udgangspunkt i et atrium. Dette atrium har en størrelse på 25 

x 35 m og højden er 12,5 m. I atriet er der to balkonetager, der er forsynet med mødelokaler hvor 

fronten mod det åbne atrium består af glas. Disse mødelokaler er forbundet med altangange. Se 

billedet der er vist på opgavens forside. 

For en nøjere beskrivelse af dette atrium henvises til bilagsmaterialet til denne opgave.

)81.7,216%$6(5(7 %5$1'',0(16,21(5,1* 

'HVLJQILORVRILHUQH PLQL PLGL RJ PD[L 

Side:4 af 41 

Dato:21-01-2005 

Indledningsvis skal det næ vnes af dette afsnit er skrevet på baggrund af artiklen: ”Application of 

idealized materials data for calculation of fire exposed concrete constructions” af K.D. Hertz BYG- 

DTU. 

Som grundlag for en brandteknisk dimensionering af bæ rende konstruktioner er det vigtigt at 

definere beregningsforudsæ tningerne. Disse beregningsforudsæ tninger er endvidere kræ vet i 

bygningsreglementets tillæ g 6 ved at der i forbindelse med ansøgning om byggetilladelse blandt 

andet skal medsendes en statisk projekteringsrapport hvor der blandt andet skal redegøres for de 

brandtekniske forhold. 

For brandpåvirkninger vil det væ re hensigtsmæ ssigt indledningsvist at få fastsat, om der skal tages 

udgangspunkt i en mini, midi eller maxi – filosofi i forbindelse med vurderingen af bygningens 

sikkerhed overfor brand. Disse begreber dæ kker over følgende forhold: 

- Minimum. 

Påvirkninger stammende fra det brandforløb, der stræ kker sig fra brandens start indtil evakueringen 

af bygningen er tilendebragt, må ikke føre til kollaps. Dette medfører at bæ rende konstruktioner 

dimensioneres så konstruktionerne har den fornødne sikkerhed frem til evakueringstidens ophør. 

- Medium 

Ved medium filosofien må påvirkninger stammende fra det brandforløb, der stræ kker sig fra 

brandens start- og videre gennem evakueringsperioden frem til den efterfølgende afkølingsfase er 

afsluttet, ikke føre til kollaps. 

Dette medfører at bæ rende konstruktioner dimensioneres så de har den fornødne sikkerhed frem til 

slukningsperiodens ophør under forudsæ tning af at brandvæ senet vil væ re i stand til at reducere 

brandpåvirkningen gennem den sidste del af brandforløbet. 

- Maksimum 

Ingen kollaps af bæ rende konstruktioner må ske for det fulde brandforløb. 

Dette medfører at konstruktioner dimensioneres for det samlede brandforløb incl. afkølingsfasen 

uden en reduktion af temperaturforløbet som følge af slukningsindsatsen. 

Den efterfølgende figur viser et stiliseret brandforløb for de tre designfilosofier. Som det 

umiddelbart fremgår, er energien ved maxi, brandforløbet langt større end i mini brandforløbet.

80,0 

60,0 

40,0 

20,0 

¢¡¤£¦¥ §©¨£¡§©¥ ¡ 

0,0 

0 

-20,0 

20 40 60 80 100 

¤ 

Brandforløb mini. 

Brandforløb midi. 

Brandforløb maxi. 

Side:5 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved valget mellem de forskellige design strategier er det vigtigt at få afdæ kket følgende forhold: 

- Sikring af væ rdier 

- Bygherre krav / ønsker 

- Forsikringsforhold 

- Kapacitet af det aktuelle brandvæ sen 

- Specifikke forhold i relation til bygningen 

- Specifikke forhold vedr. nabobygninger. 

%\JQLQJVUHJOHPHQWHWV NUDY RJ PXOLJKHGHU 

Bygningsreglementet stiller i afsnit 6.3 krav til at ” byggevarer og bygningsdele skal udformes, så 

personer i eller ved bygningen kan bringe sig i sikkerhed på terræ n i det fri eller et sikkert sted i 

bygningen, og så redningsberedskabet har mulighed for redning og slukningsarbejdet” . 

Set i relation til designfilosofierne, der behandles i forrige afsnit, svarer ovenstående krav til en 

minimodel, såfremt slukningsarbejdet kan forudsæ ttes at ske ved, at slukningsindsatsen kan udføres 

uden at brandvæ senet er nødt til at træ nge ind i bygningen. 

I bygningsreglementet er der ikke direkte krav til temperaturforløbet gennem brandforløbet. Der er 

dog indirekte krav i Erhvers- og Boligstyrelsens Eksempelsamling om brandsikring af byggeri. 

Dette krav er indirekte stillet ved, at det sikkerhedsniveau, der fremgår af eksempelsamling, kan 

anses for tilfredsstillende. Ved en brandteknisk dimensionering skal de løsninger, der bestemmes på 

denne baggrund, have samme sikkerhedsniveau for personer der opholder sig i bygningen og for 

redningspersonalet som løsninger, der er beskrevet i eksempelsamlingen. 

Der er på dette grundlag åbnet for en funktionsbaseret bestemmelse af temperaturforløbet ved 

dimensionering af bæ rende konstruktioner. 

6SHFLHOOH IRUKROG YHGU E UHQGH NRQVWUXNWLRQHU 

I DS 409 Norm for sikkerhedsbestemmelse for konstruktionerne, er lastkombinationen for 

brandtilstanden fastlagt. I h.t afsnit 5.28 skal andre påvirkninger - stammende fra egenlast, sne og 

vind medregnes samtidigt med brandpåvirkningen. For selve den termiske påvirkning henvises der 

til DS 410.

Side:6 af 41 

Dato:21-01-2005 

I DS 410 Norm for last på konstruktioner, er de specifikke belastninger stammende fra ovennæ vnte 

belastningsarter beskrevet. Vedr. den termiske påvirkning foreskriver denne standard, at den 

termiske brandlast bestemmes enten ud fra et nominelt brandforløb d.v.s. standardbrandkurven, 

hydrocarbon brandforløbet eller et parametrisk brandforløb d.v.s åbningsfaktormetoden eller andre 

modeller der bygger på energibalance. 

De to mest anvendte materialer der benyttes til bæ rende konstruktioner er beton og stål. 

Disse materialers anvendelse i forbindelse med bæ rende konstruktioner er fastsat i henholdsvis DS 

411 og DS 412. 

I DS 411 Norm for betonkonstruktioner behandles temperaturfordelingen over tvæ rsnittet gennem 

brandforløbet, men for selve temperaturbestemmelsen henvises til DS 410. 

For stålkonstruktioner henviser DS 412 ligeledes til DS 410 for temperaturbestemmelsen under 

brandforløbet. 

For træ konstruktioner er temperaturforholdene langt mindre afgørende. Dette skyldes det specielle 

forhold, at pyrolyseprocessen fører til at indbrandingstiden i træ forløber proportionalt med tiden. 

D.v.s. at æ ndringer i brandrummets temperatur ikke har den store betydning for svæ kkelsen af 

tvæ rsnittet.

3 '(6,*1%5$1'( 2* %5$1'/$67 

9DOJ DI GHVLJQEUDQGH 

Side:7 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved valg af designbranden bør der tages udgangspunkt i den aktuelle anvendelse af bygningen. Det 

er vigtigt at definere den normale anvendelse af bygningen. Endvidere er det vigtigt at definere 

hvilke specielle anvendelser der skal eller bør tages i betragtning. F.eks. vil åbne områder som fx 

atrier i forbindelse med kontoretager ved specielle anvendelser som fx foredrag, fester, udstillinger 

etc. kunne blive udsat for en væ sentlig større brandbelastning end ved den man kan forvente ved 

den permanente anvendelse. 

Med henvisning til [Schøitt Sørensen 2004] side 126 kan der opstilles følgende generelle 

anvisninger for valg af brandscenarier i forbindelse med en analyse af personsikkerheden. 

- Brandscenarier med den største sandsynlighed (uanset konsekvenserne) 

- Brandscenarier med den største risiko (risiko = produktet af sandsynlighed og konsekvens) 

For det aktuelle atrium vurderes det at ovennæ vnte generelle anvisninger vil føre til følgende 

designbrande. 

- En brand i det hyppigst forekomne brandbare materiale i rummet 

- En brand i det medie der har den hurtigste brandtilvæ kst 

- En brand der blokerer den dominerende flugtvej 

- En brand, der med overlæ g kan placeres og aktivere et stort brandpotentiale eller 

vanskeliggøre evakueringen af bygningen 

Da ovennæ vnte designbrande primæ rt retter sig mod personsikkerheden i evakueringsperioden vil 

der i forbindelse med krav til bæ rende konstruktioner dimensioneret for midi og maxi brandforløb 

væ re behov for at supplere ovennæ vnte designbrande med følgende: 

- Et brandforløb der udløser den samlede mæ ngde energi i det brandbare materiale i 

bygningen 

- Et brandforløb der bestemmer den maksimalt opnåelige temperatur på bæ rende 

konstruktioner 

Det skal bemæ rkes, at det ved beregning af bæ rende konstruktioner er vigtigt at få afdæ kket de 

langvarige brandforløb med relativt høje temperaturer. Dette skyldes primæ rt at 

betonkonstruktioner først sent i brandforløbet svæ kkes væ sentligt i trykzonen hvilket skyldes den 

relativt langsomme varmeindtræ ngning i tvæ rsnittet. 

'HQ PDNVLPDOH EUDQGHIIHNW EHVWHPW YHG EHUHJQLQJ DI EUDQGY UGL 

Som beskrevet under afsnit 3.6 findes der litteratur der beskriver brandforsøg. Det vil dog sjæ ldent 

væ re muligt at finde forsøgsresultater der beskriver de forhold der er bare nogenlunde 

repræ sentative for den aktuelle bygning. På denne baggrund kan det væ re nødvendigt at beregne 

den samlede energimæ ngde der findes i de materialer der indgår i bygningen. Ved at skønne 

varigheden af branden kan den gennemsnitlige brandeffekt beregnes.

Qmax,m = S mi DHeff,i / t 

Hvor: 

mi = Massen af det i-ènde objekt [ kg ] 

DHeff,i = Effektive forbræ ndingsvarme for objekt [MJ/kg] 

t = Tidsforløbet fra brandens start til brandens ophør [ s ] 

Qmax,m = Maksimal brandeffekt beregnet ud fra den maksimale brandlast [ MW ] 

Side:8 af 41 

Dato:21-01-2005 

Med udgangspunkt i det atrium, der er beskrevet i bilag A er følgende brandeffekt beregnet for dette 

atrie: 

 

 

¤ 

¢ 

 

¢¦¢ 

 

 

 

 

: 

 

Art. Materiale Antal Højde Bredde Længde Volume Rumvægt Vægt Samlet vægt Brandværdi Brandlast 

art. n h B l V M M Hc = Ec = 

[stk.] [ m ] [ m ] [ m ] [ m ] kg/m3 [ kg ] [ kg ] [MJ/kg] [MJ] 

 

Etage 1 Parket 0,5 0,016 25 36 7,2 500 3600 3600 25,1 90360 

Etage 2 Parket 0,3 0,016 25 36 4,32 500 2160 2160 25,1 54216 

Etage 2 Parket 0,3 0,016 25 36 4,32 500 2160 2160 25,1 54216 

 

¤ 

Sider 4 4 0,016 0,6 1,8 0,0691 500 34,56 

Hylder 4 4 0,016 0,6 1,8 0,0691 500 34,56 

Hylder 8 8 0,016 0,6 0,6 0,0461 500 23,04 92,16 25,1 2313 

Bøger m.m 

Stol 

Diverse 3000 

¤ 

Skønnet varighed af brand: 240 min 14400 sekunder 14.174 kW = 

MJ 

Ved at skønne den tid, det tager, at afbræ nde den samlede mæ ngde brandbare materialer til 2 timer 

findes den gennemsnitlige brandeffekt Qmax,m til ca. 14,2 MW. 

Denne vurdering skal sammenlignes med den mulige brandeffekt som iltmæ ngden i rummet kan 

næ re. I henhold til [Schiøtt Sørensen 2004 ] side 289 kan denne brandeffekt sæ ttes til følgende: 

Qmax,air = 1,518 A0 ( H0) 1/2 

Hvor: 

A0 = Åbningsareal i rummet [ m 2 ] 

Ho = Åbningshøjde for åben dør eller vindue [ m ] 

Qmax,air = Maksimal brandeffekt beregnet ud fra den maksimale luftmæ ngde. [ MW ] 

 

 

¢

Side:9 af 41 

Dato:21-01-2005 

I det atrium der er beskrevet i bilag A er der ca. 100 m 2 røgventilation i toppen af bygningen samt 

27 m 2 tilluft ved gulvet. Tages der udgangspunkt i disse ventilationsforhold findes der følgende 

maksimale brandeffekt der kan næ res af rummets ventilationsforhold. 

Qmax,air = 1,518 A0 ( H0) 1/2 = 473 [ MW ] 

Som det ses af ovenstående, vil den maksimale brandeffekt væ re bestemt af mæ ngden af brandbart 

materiale der er i atriet, hvorved den maksimale brandeffekt må formodes at have en størrelse på ca. 

14 [MW] Det skal bemæ rkes, at denne brandeffekt hæ nger nøje sammen med rummets anvendelse 

samt de indvendige fladers art, møblering af lokalet etc.. Ændres disse som følge af en anden 

anvendelse vil den beregnede brandlast sandsynligvis væ re anderledes. 

På baggrund af den fundne brandeffekt kan designbrandens forløb beskrives som vist herunder 

under forudsæ tning af at udviklingsforløbet svarer til ” FAST ” . 

Brandeffekt i MW 

y 

20 

0 

20 

10 

BRAND I ATRIUM 14 MW ( FAST ) 

2600.33 5200.67 7801 

1 x 

Tid i sekunder 

Fast a = 0,047 

7.801 10 3 

 

Afslutningsvis skal det bemæ rkes at atriet der er beskrevet i bilag A har en gulvflade på henholdsvis 

900 m 2 i niveau 1 og ca. 200 m 2 i hver af de to øvrige etager, hvilket svarer til at ovennæ vnte energi 

i det brandbare materiale på 204 [GJ] fører til en gennemsnitlig brandlast på 204.000 / 1300 = 157 

[MJ/m 2 ] pr. gulvflade. 

%UDQGODVW EHVWHPW L KHQKROG WLO (XURFRGH 

I afsnit 4.0 ” Brandrummets temperatur” er der beskrevet flere forskellige metoder til at bestemme 

temperaturforholdene i brandrummet. For flere af disse metoder indgår brandlasten som en 

parameter. Der vil derfor i dette afsnit blive beskrevet den metode der fremgår af Eurocode1 til 

bestemmelse af brandlast. 

Ved den generelle metode der er beskrevet i Eurocode 1 beregnes designbrandlasten q f,d på 

baggrund af følgende sammenhæ ng:

q f,d = q f,k m d q1 d q2 dn 

hvor: 

q f,d = Designbrandlast pr. enheds gulvflade. [ MJ/m 2 ] 

q f,k = Karakteristisk brandlast pr. enheds gulvflade. [ MJ/m 2 ] i h.t. efterfølgende tabel 

P P 

%\JQLQJVNDWHJRUL *HQQHPVQLW 

IUDNWLOHQ 

> 0- @ 

> 0- @ 

Bolig 780 948 

Hospitaler ( sengestuer ) 320 280 

Hotel ( væ relser ) 310 377 

Biblioteker 1500 1824 

Kontorer 420 510 

Klasselokaler i skoler 285 347 

Forretningscentre 600 730 

Teatre ( biografer ) 300 365 

Transport ( Ventesale ) 100 122 

m = Forbræ ndingsfaktor 

Denne faktor kan for mange materialer der indeholder cellulose sæ ttes til 0,8 i henhold til E3 

d q1 = Faktor der tager højde for risikoen, der er knyttet til rummets størrelse i henhold til 

efterfølgende tabel: 

 

$ >P 

5XPVW¡UUHOVH 

*XOY DUHDO @ 

d 

25 1,10 

250 1,50 

2.500 1,90 

5.000 2,00 

10.000 2,13 

Side:10 af 41 

Dato:21-01-2005 

d q2 = Faktor der tager højde for risikoen der er knyttet til rummets art i henhold til efterfølgende 

tabel: 

 

 

(NVHPSOHU Sn DQYHQGHOVHU d 

Kunstgallerier, museer, swimming pool 1,10 

Kontor, bolig, hoteller, papir industri 1,50 

Fremstillingsvirksomhed for maskiner og motorer 1,90 

Kemiske laboratorier, malerkabiner 2,00 

Forarbejdningsvirksomhed for træ og maling 2,13 

d n = Faktor der tager højde for risikoen der er knyttet til de sikkerhedssystemer der er i bygningen i 

henhold til efterfølgende tabel:

¢ ¢ 

 

¢ ¦ 

¢ 

¢ 

 

 

 

 

 

 

 

¢ 

¢ 

by 

heat 

¦ 

by 

smoke 

¢ 

¦ 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

¢ 

 

 

 

¢ 

Side:11 af 41 

Dato:21-01-2005 

 

 

 

 

 

0,61 1,0 0,87 0,7 0,87 or 0,73 0,87 0,61 or 0,78 0,9;1;1,5 1 or 1,5 1,0 or 1,5 

Eksempel på beregning af brandlast: 

For at illustrere ovennæ vnte regelsæ t er brandlasten for det atrium der er beskrevet i bilag A 

beregnet: 

På denne baggrund vil brandlasten for atriet kunne bestemmes til følgende: 

Karakteristisk brandlast pr. enheds gulvflade. q f,k = 100 [ MJ/m 2 ] ( Transport ventesale 80% 

kvartilen ) 

Forbræ ndingsfaktor i henhold m = 0,8 ( forudsæ tter materialer med cellulose i henhold til E3 ) 

d q1 = 1,9 (svarende til en gulvflade på 2500 m 2 ) 

d q2 = 1,5 (svarende til kontorer) 

d n1 = 0,61 (sprinklersystem installeret) 

d n2 = 0,7 (uafhæ ngig vandforsyning, ringforsyning) 

d n3 = 0,87 (varmedetektering) 

d n4 = 0,87 (røgdetektering) 

d n5 = 0,78 (alarmoverførsel til brandvæ sen) 

d n6 = 0,87 (beredskab bestående af arbejdere) 

d n7 = 0,87 (beredskab bestående af kontorpersonale) 

d n8 = 1,5 (væ gterrundering) 

d n9 = 1,5 (brandøvelser) 

d n10 = 1,0 (røgventilering) 

d n = P i=1-10 = 0,43 

q f,d = q f,k m d q1 d q2 dn = 100 x 0,8 x 1,9 x 1,5 x 0,43 = 98 [MJ/m 2 ] 

Som det ses giver denne metode mulighed for at tage højde for bygningens anvendelse, størrelse, 

brandtekniske anlæ g etc. 

Det skal bemæ rkes at der er en rimelig overensstemmelse mellem den brandlast der er beregnet 

specifikt for det atrium der er beskrevet i bilag A (se afsnit 3.2) og den brandlast der fremkommer 

ved at benytte denne beregningsmetode. 

%UDQGODVW EHVWHPW L KHQKROG WLO 6%, 3XEOLNDWLRQ QU 

I henhold til den svenske anvisning -” Brandteknisk dimensionering av stålkonstruktioner ” ref. 

[Magnusson m.f. 1974] kan brandbelastningen i et rum eller bygning beskrives som en funktion af

massen af det brandbare materiale der findes i rummet ganget med brandvæ rdien af de enkelte 

materialer divideret med den samlede overflade i rummet. 

q = S mv Hv / At 

Hvor: 

q = Brandlasten [ MJ/m 2 ] 

mv = Massen af materiale v [ kg ] 

Hv = Den effektive forbræ ndingsvarme for materiale v [ MW/kg] 

At= Rummets samlede overflade, d.v.s. væ gge gulv og loft [ m 2 ] 

Side:12 af 41 

Dato:21-01-2005 

Brandbelastningen er et mål for den mæ ngde brandbart materiale der findes i et aktuelt rum eller 

bygning. Det er indlysende at denne væ rdi varierer væ sentligt med anvendelsen af bygningen. For 

eksempel kan der væ re store forskelle mellem fx ventesale på banegårde til fx tæ tpakkede 

kontorlokaler. 

På baggrund af undersøgelser er der i gengivet i [Magnusson m.f. 1974] er der opstillet 

fordelingshistogrammer for den relative fordeling som funktion af brandlasten. For kontorbygninger 

er følgende sammenhæ ng fundet: 

I ovennæ vnte materiale er der endvidere angivet tilsvarende sammenhæ nge for rum.

Side:13 af 41 

Dato:21-01-2005 

 

¢ 

Underskoler 90 [ MJ/m 2 ] 140 [ MJ/m 2 ] 

Mellemskoler 110 [ MJ/m 2 ] 180 [ MJ/m 2 ] 

Højskoler ( gymnasier ) 70 [ MJ/m 2 ] 110 [ MJ/m 2 ] 

Skoler ( gennemsnit ) 100 [ MJ/m 2 ] 150 [ MJ/m 2 ] 

Sygehuse 100 [ MJ/m 2 ] 200 [ MJ/m 2 ] 

Hotel 80 [ MJ/m 2 ] 140 [ MJ/m 2 ] 

Kontorhus 135 [ MJ/m 2 ] 300 [ MJ/m 2 ] 

Kilde: ” Brandteknisk dimensionering av stålkonstruktioner ” af Sven- Erik Magnusson m.f. 1974 

Ved bygningsbrande sker der normalt ikke en fuldstæ ndig forbræ nding af alt brandbart materiale i 

rummet. Dette forhold kan der tages hensyn til ved at indføre en faktor der relaterer til hvor stor en 

del af det brandbare materiale der indgår i forbræ ndingen. 

q = S mv mv Hv / At 

Hvor: 

mv = Dimensionsløs faktor der angiver den reelle forbræ ndingsgrad [ - ] 

%UDQGODVW EHVWHPW YHG &)' VLPXOHULQJ 

Ved anvendelse af CFD beregninger vil der væ re to forskellige metoder at simulere brandforløbet 

på. Den ene metode vil væ re at modellere alle flader så de består af de materialer som der påregnes 

benyttet i rummet. Ved at placere en burner i næ rheden eller i direkte berøring med en brandbar 

flade vil det væ re muligt at antæ nde de brandbare flader. Herved er bålets base etableret. 

Ved at have alle flader incl. møbler og inventar modelleret ind i modellen vil der herved kunne 

opnås en gradvis antæ ndelse af alle brandbare flader i takt med at antæ ndelsens betingelser er 

opfyldt. 

Denne metode kræ ver meget langvarige beregninger, når det tages i betragtning, at beregningerne 

skal afdæ kke hele brandforløbet. Opbygningen af modellen vil væ re sæ rdeles tidskræ vende og det 

er tvivlsomt om der inden for rimeligt tidsforbrug vil kunne opnås en tilstræ kkelig nøjagtig model. 

Endvidere skal det bemæ rkes, at modellen sandsynligvis kun vil væ re repræ sentativ for netop den 

viste model. Andre indretninger vil kunne føre til andre brandforløb. Når bygningens levetid på fx 

50 år tages i betragtning virker denne metode ikke anvendelig i praksis. 

Det vil derfor væ re mere realistisk at definere en designbrandkurve. Denne kurve bør baseres på den 

maksimale brandlast, der kan forventes på baggrund af bygningens forventede anvendelse. Ved 

valget af designbranden er det vigtigt at de forsikringsmæ ssige aspekter tages i betragtning. 

Tages der udgangspunkt i atriet, der er beskrevet i Bilag A er den samlede energimæ ngde i det 

brandbare materiale beregnet til ca. 204 GJ. Ved at skønne den samlede tid for afbræ nding af denne 

energimæ ngde kan den gennemsnitlige brandeffekt bestemmes. Det skal dog bemæ rkes, at den 

maksimale brandeffekt kan og bør begræ nses til den maksimale ventilationskontrollerede brand, der 

kan udvikles under hensyn til ventilationsforholdene.

Side:14 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved at benytte en brandforløb svarende til brandforløbet der er opstillet i afsnit 3.2 fås følgende 

heat realiese rate ved anvendelse af CFD programmet FDS4. Se bilag A. 

++5 >0:@ 

18,00 

16,00 

14,00 

12,00 

10,00 

8,00 

6,00 

4,00 

2,00 

0,00 

" HEAT REALEISE RATE 

0,00 5,00 10,00 15,00 

7LG > PLQ@ 

" HEAT REALEISE 

RATE 

Som det fremgår af denne analyse fås der et meget mere nuanceret billede af effektudviklingen 

gennem brandforløbet. 

'HVLJQEUDQGHQV XGYLNOLQJVIRUO¡E 

For at undersøge udviklingsforløbets betydning for rumtemperaturen ved fuldt udviklede 

brandforløb er det vigtigt at tage udgangspunkt i de materialer, som de indvendige beklæ dninger 

består af samt det inventar og mæ ngden af andet brandbart materiale, der er i bygningen. Her 

tæ nkes specielt på den mulige flammespredningshastighed, som vil kunne ske ud fra disse 

materialer. 

Der findes forskellig litteratur, der beskriver brandforsøg. Fx findes der på hjemmesiden ” NIST” 

link til artikler af denne art. Ud fra forsøgsresultater af denne art er det muligt at danne sig et 

indtryk af et muligt brandforløb. Det skal dog bemæ rkes at det normalt ikke er muligt at finde 

forsøgsresultater der præ cist beskriver de forhold der angår det maksimale brandforløb ud over 

nogle mere stiliserede opstillinger af enkelte rum eller møblementsgrupper. 

Et eksempel på afbræ nding af en sofagruppe er vist i herunder.

Kilde: Enclosure Fire Dynamics side 37 

En udbredt metode er at væ lge en standardbrandkurve af typen at 2 . Se afsnit 3.2. 

Side:15 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved benyttelse af CFD analyser vil det væ re muligt at beskrive alle flader i rummet. Ved at placere 

en burner i umiddelbar næ rhed af et af de brandbare materialer i rummet vil det væ re muligt at få 

igangsat et brandforløb, der gradvist udvikler sig under hensyn til de aktuelle materialer i modellen 

samt deres indbyrdes placering. Endvidere vil CDF modellen væ re bedre i stand til at beskrive 

kombinationen af brandbart materiale, ikke ubrandbart materiale og hulrum. 

Endvidere kan lodrette kanaler der fremkommer som følge af rummets indretning og opbygning 

kunne føre til føre en meget hurtig brandudvikling der ligeledes kun kan beskrives ved CFD 

beregninger. 

Det virker dog umiddelbart uoverkommeligt at beskrive fx lodretstående cellestrukturer som kan 

væ re dominerende i møbler på grund af det omfattende arbejde med koordinatbestemmelse af 

cellestrukturens geometri. På denne baggrund må man gøre sig klart at det virkelige brandforløb 

ikke kan beskrives eksakt. 

Det skal dog afslutningsvis bemæ rkes at selve udviklingsforløbet sandsynligvis ikke har den store 

betydning for temperaturforløbet for langvarige brandforløb .

'HVLJQEUDQGHQV SODFHULQJ 

Side:16 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved anvendelse af to- zonemodeller og CDF metoder er det vigtigt, at der tages højde for at 

brandens placering kan have stor indflydelse på de aktuelle temperaturer i den bæ rende 

konstruktion. Ud over de scenarier der beskrevet i afsnit 4.5 vedr. to-zonemodeller samt CFD 

modellen der er beskrevet i bilag A vil det derfor væ re nødvendigt af undersøge flere scenarier hvor 

bålets base er placeret i den position der medfører den højeste temperatur på de bæ rende 

konstruktioner. Følgende forhold bør overvejes: 

- Brand placeret i umiddelbar næ rhed af søjler 

- Brand hvor bålets base er placeret så højt i lokalet som muligt, hvorved flammer enten kan 

berøre etagebjæ lker og bjæ lker der bæ rer tagkonstruktionen 

Det skal bemæ rkes, at for bygninger, hvor der er etableret et pålideligt system for ” bortfald af 

elementer” ( lastkombination 3.2 ) kan der muligvis opstilles betragtninger, der muliggør at svigt i 

et konstruktionselement kan accepteres i brandtilstanden. 

6WUnOLQJ 

Da der fra bålets flammer vil ske en stråling, der fører til en varmeflux der fører til 

temperaturstigninger på alle de elementer der rammes af strålingen, er det derfor vigtigt at dette 

forhold vurderes. Strålingen fra flammerne kan som udgangspunkt beskrives i henhold til Planck`s 

lov. Denne lov er dog ikke umiddelbart praktisk anvendelig i sin grundform. 

Ved at opstille en simpel ligevæ gtsligning hvor den strålingsenergi der udsendes fra bålet og som 

rammer den bæ rende konstruktion modsvarer den energi der absorberes i tvæ rsnittet, kan der 

opstilles følgende temperatursammenhæ ng med strålingen. 

Der skal gøres opmæ rksom på, at temperaturfordelingen i selve tvæ rsnittet ikke er medtaget i dette 

udtryk, samt at varmeafgivelsen fra tvæ rsnittet ikke er medtaget i den følgende 

ligevæ gtsbetragtning. 

Erad = Eabsorberet 

Wrad x t x Aexponeret = mstål x cp x DT 

DT = Wrad x t x Aexponeret / mstål x cp 

Hvor: 

Wrad = strålingen fra bålet ved konstruktionens overflade. [ kW/m 2 ] 

t = tiden hvor strålingen sker [ sek. ] 

mstål = massen af stålemnet [ kg ] 

cp = Varmefylden ( konstant tryk) [ ] 

DT = Temperaturstigning stålemnet. [ o C ] 

Ud fra ovenstående ligevæ gt er den gennemsnitlige temperatur i henholdsvis et aluminiumsprofil, 

stålprofil og en betontvæ rsnit fundet. Den varmeeksponerede side for stålprofilet og 

betontvæ rsnittet sat til 300 mm hvorimod aluminiumstvæ rsnittet er påregnet eksponeret svarende til

Side:17 af 41 

Dato:21-01-2005 

en af de korte sider på 45 mm. For at illustrere dette forhold er temperaturstigningen vist for en 

konstant strålingsintensitet på 20 [kW/m2], nogenlunde svarende til strålingen i 10 m afstand fra en 

flamme med en tykkelse på 2 m. 

2YHUIODGHWHPSHUDWXU 

> &@ 

*(11(061,767(03(5$785(5 )25c56$*(7 $) 

675c/,1* 

1000 

800 

600 

400 

200 

0 

0 50 100 150 

7LG > PLQXWWHU @ 

Ståltvæ rsnit HE 300 B 

Betontvæ rsnit 300 x 400 

Aluminium 45 x 200 x 1 

Som det ses vil strålingen fra selv moderate brande føre til væ sentlige temperaturstigninger i 

bæ rende konstruktioner. Det ses ligeledes at alene strålingen vil føre til kollaps af 

alluminiumskonstruktioner. 

Der vil derfor som et minimum skulle tages højde for strålingen fra designbranden på de bæ rende 

konstruktioner, der er placeret under røggaslaget, såfremt to-zonemodeller benyttes til at bestemme 

de bæ rende konstruktioners temperaturforhold gennem brandforløbet.

%5$1'5800(76 7(03(5$785 

7HPSHUDWXUIRUKROG L IXOGW XGYLNOHGH EUDQGIRUO¡E 

Side:18 af 41 

Dato:21-01-2005 

Fuldt udviklede brande betegner den del af brandforløbet der sker efter at overtæ nding er indtruffet. 

Generelt kan der opstilles følgende ligevæ gtsligning for varmebalancen: 

qC = qL + qW + qR + qB 

qC = varmestrømmen fra forbræ ndingen 

qL = varmestrømmen som følge af udskiftning af varme gasser med koldt luft. 

qW = varmestrømmen gennem loft væ gge og gulv. 

qR = varmestrømmen der tabes ved stråling gennem åbninger 

qB = varmestrømmen der ophobes i gasserne i rummet 

Med henvisning til [Drysdale 2002] afsnit 10.3.2 kan ovenstående led i ligevæ gtsligningen 

beskrives som følger: 

Varmestrømmen fra forbræ ndingen 

Q = qC = 0,09 AW H 1/2 DHeff,træ 

Hvor: 

AW = det totale åbningsareal. [m 2 ] 

H = rumhøjde [m] 

DHeff,træ = effektive forbræ ndingsvarme for træ [MJ/kg] 

Varmestrømmen som følge af udskiftning af varme gasser med koldt luft. 

qL = mg CP ( Tg – Ta ) = 0,5 A0 (H0) 1/2 cp ( Tg-Ta) 

Hvor: 

mg = brandhastigheden [kg/s] 

CP = varmefylde ved konstant tryk. [kJ / kg K] 

Tg = røggastemperatur. [K] 

Ta = rumtemperatur. [K] 

Varmestrømmen gennem loft væ gge og gulv. 

qW = ( At – Aw ) ( 1/gi + Dx / 2 k1 ) -1 ( Tg – Ti ) 

Hvor: 

At = det totale areal af overflader i rummet. [m 2 ]


gi = varmeledningskonstanter [-] 

Dx = differential tykkelse. [m] 

k1 = temperaturafhæ ngig beregningskonstant [-] 

Tg = temperatur i røggaslaget. [K] 

Ti = temperatur ved brandens start [K] 

Varmestrømmen der tabes ved stråling gennem åbninger 

qR = Aw eF s ( Tg 4 – Ti 4 ) 

Hvor: 


eF = gennemsnitlig emissivitet, emissionstal [-] 

s = Stefan Boltzmanns konstant 5,6697 x 10 -8 [W m -2 K -4 ] 

Tg = røggastemperatur. [K] 

Ti = overflade temperaur. [K] 

Ved substitution i ligevæ gtsligningen kan der i henhold til [Drysdale 2002] findes følgende 

temperaturforløb gennem brandforløbet: 

qC + 0,09 CP AW H 1/2 DHC + ( At – Aw ) ( 1/gi + Dx / 2 k1 ) -1 ( Tg – Ti ) + qR 

Tg = 0,09 CP AW H 1/2 DHC + ( At – Aw ) ( 1/gi + Dx / 2 k1 ) -1 ( Tg – Ti ) 

Side:19 af 41 

Dato:21-01-2005 

Gastemperaturen kan ud fra dette ligningssystem beregnes ved numerisk integration. Det skal 

bemæ rkes at T1 afhæ nger af røggastemperaturen TG. Det skal bemæ rkes at qR ,gi og CP ligeledes er 

er afhæ ngige at røggastemperaturen. 

Ved at løse ovenstående udtryk under hensyn til beregningskonstanten AW H ½ / At kan der opstilles 

sammenhæ ngende kurver vedrørende tiden og temperaturforløbet for forskellige 

brandlastintensiteter. 

Brandlasten er udtrykt ved forholdet: 

qf = S Mi DHi 

Hvor: 

qf = brandlast. [MJ/m2] 

S Mi = massen af det i` ende materiale. [kg] 

DHi = komplette forbræ ndingsvarme ( bræ ndvæ rdi ) for det i`ende materiale. [MJ/kg]

Med men henvisning til [EFD1999] side 137 er de temperaturforløb der fremkommer af 

ovenstående ligningsudtryk vist for åbningsfaktoren 0,04.[m 1/2 ]. 

På baggrund af denne metode vil det således væ re muligt for at bestemme designtemperaturen 

såfremt brandlasten og rummets åbningsfaktor kendes. 

Side:20 af 41 

Dato:21-01-2005 

I de efterfølgende afsnit er det forsøgt, at redegøre for andre metoder samt lignende metoder til 

bestemmelse af røggastemperaturen gennem brandforløbet. 

6WDQGDUGEUDQGNXUYHQ 

En meget anvendt metode, til at bestemme designtemperaturen gennem brandforløbet, er 

standardbrandkurven. I henhold til ISO 834 er sammenhæ ngen mellem temperaturen og tidsforløbet 

følgende: 

qg = 20 + 345 log10 ( 8 t + 1 ) 

Hvor: 

qg = Røggastemperaturen i rummet [ 0 C] 

t = Tid [min]

7HPSHUDWXU > &@ 

1200 

1000 

800 

600 

400 

200 

6WDQGDUGEUDQGNXUYH L K W ,62 

0 

0 50 100 150 

7LG > PLQ @ 

Series1 

Side:21 af 41 

Dato:21-01-2005 

Som det ses af ovennæ vnte kurve vil designtemperaturen for bygninger der skal overholde kravet til 

REI 30, REI 60 og REI 120 væ re henholdsvis 842 [ 0 C], 945 [ 0 C] og 1049 [ 0 C]. 

Det skal bemæ rkes at standardbrandkurven ikke tager højde for den aktuelle brandlast i bygningen 

samt at ventilationsforholdene ligeledes ikke influerer på designtemperaturen.

3DUDPHWULVN EUDQGIRUO¡E L K W '6 

Side:22 af 41 

Dato:21-01-2005 

I DS 410 Norm for last på konstruktioner anvises der i afsnit 11.4.2 en forenklet parametermetode 

til at fastsæ tte temperaturforløbet. Metoden tager højde for rummets brandlast, åbningsforholdene 

samt den termiske inerti af de omkrandsende væ gge. 

Metoden må anvendes for lokaler hvor brandlasten kan svare til cellulose materialer og 

grundfladen maksimalt er 200 m 2 og med en rumhøjde på maksimalt 4 m. 

Tidstemperatursammenhæ ngen er følgende: 

Fg = 20 + [ 345 log10 (8Gt +1) ] / [ 1 + 0,04 ( t/td ) 3,5 ] = 

G = ( O/b ) 2 / ( 0,04 / 1160 ) 2 

td = 7,80 10 -3 qt / O 

Her er: 

Fg = røggastemperatur i rummet [ 0 C] 

t = tiden [minutter] 

td = tidspunktet for opvarmningsfasens ophør [minutter] 

O = åbningsfaktoren [m 1/2 ] 

B = brandrummets termiske inerti [J/m 2 s 1/2 K] 

qt = brandbelastningen [MJ/m 2 ] 

Såfremt formlens græ nsebetingelser negligeres fås der følgende temperaturforløb gennem 

brandforløbet såfremt brandlasten sæ ttes til 67 [ MJ/m2 ] , åbningsfaktoren 0,132 [m -1/2 ] og den 

termiske inerti fastsæ ttes til 1350 [J/m 2 s ½ K]. 

 

 

 

 

 

 

900 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

100 

Røggastemperatur i h.t Parametermetoden i DS 410 

0 

0 20 40 60 

¤¤ 

Røggastemperatur i 

h.t 

Parametermetoden i 

DS 410

3DUDPHWULVN EUDQGIRUO¡E L KHQKROG WLO (XURFRGH 

Side:23 af 41 

Dato:21-01-2005 

I henhold til ” Eurocode 1: Part 1-2 General actions- Actions on structures exposed to fire” ( DS 

1991 1-2 2002 ) er det muligt at bestemme den maksimale temperatur i en bygning. Der er i dette 

regelsæ t opstillet nominelle temperatur/tids kurver for følgende brandforløb: 

- Standard temperaturtidskurve 

- Kurve for brande i det fri 

- Hydrocarbon kurve 

En aktuel bestemmelse af brandrummets temperatur kan i henhold til denne standard bestemmes 

efter følgende metoder: 

- Generel metode 

- Bygningsbrande 

- Avanceret model 

I h.t. Eurocode 1 er der i Appendiks A anvist en parametermetode. Denne metode kan benyttes for 

rum med en gulvflade på maksimalt 500 m 2 og hvor rumhøjden ikke overstiger 4 m. 

Metoden tager hensyn til selve brandlasten i rummet. Det er dog en forudsæ tning at branden svarer 

til brand i celluløse materialer. Endvidere tager metoden højde for åbninger i rummet samt den 

termiske enerti i de omkrandsende væ gge. 

Temperaturforløbet: 

Fg = 20 + 1325 [ 1- 0,324 e –0,2t* - 0,204e –1,7t* - 0,472 e –19t* ] 

Hvor: 

Fg = røggastemperatur i rummet [ 0 C] 

t = tiden [ minutter ] 

t* = t G [h] 

G = ( O/b ) 2 / ( 0,04 / 1160 ) 2 

b = [ r c l ] 1/2 for 100 

r = densitet [kg/m 3 ] 

c = specifikke varmefylde [J/kg K] 

l = varmeledningsevne [W/mK] 

O = åbningsfaktor [m 1/2 ] for intervallet 0,02 < O < 0,20 

Av = totale areal af vertikale åbninger [m 2 ] 

heq = væ gtet gennemsnitshøjde for vinduer i væ gge. [m 2 ] 

At = totale areal af overflader incl. vinduer. [m 2 ] 

Ud over ovennæ vnte grundligning er der en ligninger der bestemmer overgangen til afkølingsfasen 

samt temperatur forløbet gennem overgangsfasen. Til bestemmelse af disse forhold indgår bl.a. 

brandlasten i rummet.

Side:24 af 41 

Dato:21-01-2005 

På den efterfølgende kurve er temperaturforløbet for en parametrisk brand i henhold til Eurocode 1 

vist for det atrie der er beskrevet i bilag A beregnet. Åbningsfaktoren er beregnet til 0,114 [m 1/2 ] 

samt at brandlasten q f,d er sat til 100 [ MJ/m 2 ] pr m 2 gulvflade. 

7HPSHUDWXU > & @ 

900 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

-100 

Parametric temperatur-time curve ( Eurocode 1) 

0 20 40 60 80 

7LG > PLQXWHU @ 

7HPSHUDWXUIRUO¡EHW EHVWHPW XG IUD 7R ]RQH PRGHOOHU 

Parametric 

temperatur-time 

curve ( Eurocode 1) 

Ved bestemmelse af brandrummets temperatur, ved to- zonemodeller anvendes en 

standardbrandkurve af typen at 2 . 

Ved at benytte den maksimale brandlast på 14,2 [MW] der er beregnet i afsnit 3.2 kan der opstilles 

en standardbrandkurve som vist herefter. 

Brandeffekt i MW 

y 

20 

0 

20 

10 

BRAND I ATRIUM 14 MW ( FAST ) 

2600.33 5200.67 7801 

1 x 


Fast a = 0,047 

7.801 10 3 

 

På baggrund af denne standardbrandkurve er to-zoneprogrammet FAST benyttet til at bestemme 

temperaturforløbet gennem brandforløbet. Det skal bemæ rkes, at der er påregnet et åbningsareal på 

100 m 2 med loftet og et tilluftsareal på 27 m 2 ved gulvet.

Temperaturer ( Kelwin ) 

417.323 450 

Tg 

Tn 

400 

350 

300 

TEMPERATURER 

293.15 

250 

0 2000 4000 6000 8000 

0 t 


Tg - Temperatur i øvre røggaslag 

Tn - Temperatur i rummet 

7.74 10 3 

 

Side:25 af 41 

Dato:21-01-2005 

Som det ses giver denne metode væ sentlig lavere temperaturer i røggaslaget. Endvidere er der på 

den efterfølgende kurve vist røggaslagets højde over gulvet. 

Højden til røggaslaget 

12.499 

h 

10.069 

13 

12 

11 

RØGGASLAGETS HØJDE 

10 

0 2000 4000 6000 8000 

0 t 

Tid - sekunder 

Høde til røggaslag i meter 

7.74 10 3 

 

Som det ses vil der ikke væ re næ vnevæ rdige temperaturstigninger i den nedre del af atriet d.v.s fra 

gulvet til ca. 10 m højde over gulvet. Det skal bemæ rkes, at denne beregningsmetode ikke medtager 

strålingsbidraget. Dette forhold skønnes at væ re en væ sentlig parameter for temperaturen på de 

bæ rende konstruktioner under røggaslaget.

7HPSHUDWXUIRUO¡EHW EHVWHPW XG IUD &)' PRGHOOHU 

Side:26 af 41 

Dato:21-01-2005 

En alternativ metode til at beskrive temperaturene under brand i et lokale eller i en bygning er at 

benytte CFD modellering. CFD står for &omputational )luid 'ynamics. Ved denne metode findes 

en numerisk løsning af de beskrivende analytiske ligninger. 

I bilag A er der en beskrevet udvalgte data fra en simpel CFD analyse af en brand i det beskrevne 

atrium. Som det fremgår af resultaterne fra denne analyse vil temperaturforløbet forløbet udvikle sig 

noget langsommere i den første del af brandforløbet. På det efterfølgende skæ rm plot er overflade 

temperaturen vist efter ca. 10 min. Det skal bemæ rkes at der er benytte en at 2 brand med 

udviklingsforløbet svarende til FAST. Den maksimale heat release rate er ca. 16 [ MW] 

Som det fremgår af temperaturforløbet for den analyserede brand vil der i enkelte områder væ re 

overfladetemperaturer på ca. 120 [ o C] hvilket adskiller sig væ sentlig fra temperturen efter 10 

minutters brand såfremt standardbrandkurven eller parametermetoderne benyttes. .

7(03(5$785(16 ,1')/

Side:28 af 41 

Dato:21-01-2005 

Som det ses af ovenstående er forholdet mellem den regningsmæ ssige belastning i lastkombination 

3.3 Brand og den regningsmæ ssige belastning i lastkombination 2.1 brudgræ nsetilstanden ca. 0,64. 

Denne reduktion er således noget større ved lette konstruktioner end for de tunge konstruktioner der 

tidligere er beskrevet. 

For etageadskillelse hvor nyttelasten er fastsat svarende til kontorer ( kategori B i.h.t DS 410 ) og 

hvor etagedæ kket består af betonelementer fås der følgende tilnæ rmede forhold mellem den 

regningsmæ ssige belastning i lastkombination 2.1 og lastkombination 3.3.. 

Tunge etageadskillelser 

Kontorbygninger 3 kN/m2 

Intensitet Partialkoefficien 

t 

Lastkombination 2.1 

Brudgræ nsetilstand 

Lastkombination 3.3 

Brand 

Last Partialkoefficient Last 

Permanent last 

Tyngde af konstuktioner 6 1,0 6,0 1,0 6,0 

Variabel last 

Nyttelast 3,0 1,3 3,90 0,5 1,5 

Naturlast ( snelast ) 0 1,5 0,5 0 

Ø vrige variable laster ( vind ) 0 1,0 0,5 0 

Vandret masselast - 

Brand - 

 

Som det ses af ovenstående er forholdet mellem den regningsmæ ssige belastning i lastkombination 

3.3 Brand og den regningsmæ ssige belastning i lastkombination 2.1 brudgræ nsetilstanden ca. 0,75. 

Som det fremgår af ovenstående opstilling tillades konstruktioner regnet for en noget mindre last i 

brandtilstanden alt efter hvilken konstruktion der er tale om.. 

8LVROHUHGH VWnONRQVWUXNWLRQHUV E UHHYQHXGYLNOLQJ JHQQHP EUDQGIRUO¡EHW 

Beregningsmetoder for uisolerede stålkonstruktioner fremgår af DS 412 Norm for 

stålkonstruktioner Kapitel 9. 

Temperaturforløbet i stålkonstruktionen kan i henhold til afsnit 9.3 (4) sæ ttes til følgende: 

Dqa,t = Am/ ca ra [((qg,t + 273) 4 - (qa,t +273) 4 )eres s + (qg,t -qa,t)ac ] Dt 

Am = elementets eksponerede overflade pr. læ ngdeenhed [m] 

V = elementets rumfang pr. læ ngdeenhed [m 2 ] 

ca= stålets specifikke varmekapacitet [J/kg o K] 

ra = stålets densitet [kg /m 3 ] 

qg,t= brandrummets temperatur til tiden t [ o C] 

qa,t = stålets temperatur til tiden t [ o C] 

eres= den resulterende emissionsfaktor, der sæ ttes til 0,5 

s = Stefan Boltzmanns konstant = 5.67 10-8 [W/m 2 K 4 ] 

ac = varmeovergangskoefficienten ved konvektion [W/m 2 o K] 

Som det fremgår af ovennæ vnte sammenhæ ng løses ligningen, ved stepvis beregning af 

tidsintervaller på maks 5 [sek].

Side:29 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved anvendelse af standardbrandkurver fås følgende ståltemperaturer for et HE300 B stålprofil 

eksponeret for brand fra tre sider. 

7HPSHUDWXU L JUDGHU & 

1000 

900 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

67c/7(03(5$785 %(67(07 3c %$**581' $) 

67$1'$5'%5$1'.859(1 

0 20 40 60 80 

7LG L PLQXWWHU 

Standardbrandkurven 

Ståltemperatur 

Ved at anvende parametermetoden fås et noget anderledes forløb som det fremgår af den 

efterfølgende kurve. Dette skyldes primæ rt, at for det aktuelle atrium, vil branden blive 

ventilationskontrolleret i den sidste del af brandforløbet. 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

67c/7(03(5$785 c%1,1*6)$.7250(72'(1 , 

+ 7 '6 

1000 

800 

600 

400 

200 

0 

0 10 20 30 40 50 

¤ 

Rumtemperatur 


I DS 412 er der i annex C givet en sammenhæ ng mellem stålets materialeegenskaber ved forhøjet 

temperatur. Denne sammenhæ ng er som vist på efterfølgende kurve.

6W\UNHUHGXNWLRQ 

1,2 

1 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

Styrkereduktionen for stål 

0 200 400 600 800 1000 

7HPSHUDWXU >R&@ 

Styrkereduktione for 

stål 

Side:30 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ved at betragte stålprofilet HE 300B fås følgende sammenhæ ng mellem styrken og stålprofilets 

momentbæ reevne. 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

500,0 

400,0 

300,0 

200,0 

100,0 

020(17% 5((91(1 )25 +( % 

0,0 

0 20 40 60 80 

¤ 


Åbningsfaktormetoden 

Som det fremgår af ovenstående kurver ses det, at såfremt standardbrandkurven benyttes falder 

bæ reevnen gradvist i takt med temperaturstigningen i brandrummet. Bæ reevnen er stort set opbrugt 

efter 60 min. 

Benyttes derimod parametermetoden fås der meget kraftigt fald i bæ reevne i den første del af 

brandforløbet. Efter ca. 20 min er bæ reevnen reduceret fra ca. 440 til 183 kNm hvilket svarer til en 

bæ reevne på ca. 42 % af den kolde bæ reevne. Efter dette minimum er opnået genvinder stålprofilet 

sin styrke som følge af at rumtemperaturen falder. 

Med henvisning til afsnit 5.1 kan den regningsmæ ssige bæ reevne i lastkombination 3.3. reduceres 

til 0,7 x brudbæ reevnen i lastkombination 2.1. Såfremt dette forhold tages i betragtning kan en

Side:31 af 41 

Dato:21-01-2005 

uisoleret stålkonstruktion benyttes såfremt stålprofilet overdimensioneres med 0,7 / 0,42 = 1,68 

svarende til en ekstra bæ reevne på ca. 168 % i forhold til bæ reevnen i lastkombination 2.1. Såfremt 

partialkoefficienten på materialeparametre medtages fås følgende (1,0 / 1,17) x 1,682 = 1,43. 

Endvidere er det tydeligt, at såfremt brandlasten i rummet kan fastsæ ttes med sikkerhed vil en 

dimensionering efter åbningsfaktormetoden føre til mindre materialeforbrug, for de langvarige 

brandforløb hvorved omkostningerne bliver lavere. 

,VROHUHGH VWnONRQVWUXNWLRQHUV E UHHYQHXGYLNOLQJ JHQQHP EUDQGIRUO¡EHW 

En lang mere effektiv metode til at opnå den kræ vede sikkerhed for stålkonstruktioner er at foretage 

en isolering mod varmen af stålkonstruktionen. På tilsvarende vis som for uisolerede stålprofiler er 

det muligt at beskrive temperaturforholdene gennem brandforløbet for isolerede stålprofiler i DS 

412 Norm for stålkonstruktioner Kapitel 9. 

Temperaturforløbet i isolerede stålkonstruktioner kan i henhold til afsnit 9.3 (5) sæ ttes til følgende: 

Dqa,t = lp Ap/ V (qa,t - qg,t ) / dp ca ra [1 + f /3 ] Dt – (e /10 –1 ) Dqg,t > 0 

f = (cp rp / ca ra ) dp Ap / V 

Hvor: 

lp = isoleringssystemets varmeledningsevne [W/m o K] 

dp = isoleringssystemets tykkelse [m] 

Ap= isoleringssystemets indvendige overflade pr. læ ngdeenhed [m] 

V = elementets rumfang pr. læ ngdeenhed [m 2 ] 

ca= stålets specifikke varmekapacitet [J/kg o K] 

cp= isolationens specifikke varmekapacitet [J/kg o K] 

ra = stålets densitet [kg /m 3 ] 

ra = isolationens densitet [kg /m 3 ] 

qg,t= brandrummets temperatur til tiden t [ o C] 

qa,t = stålets temperatur til tiden t [ o C] 

Dqg,t = brandrummets temperaturstigning [ o C] i tidsintervallet Dt [sek] 

Som det fremgår af ovennæ vnte sammenhæ ng løses ligning ved stepvis beregning af tidsintervaller 

på maks 30 [sek]. 

Tages der udgangspunkt i standardbrandkurven og beregnes temperaturen i stålprofilet HE 300 B ( 

S235 ) fås følgende temperaturforhold såfremt profilet er exponeret for brandpåvirkningen fra alle 

sider og isoleret med 3 x12 mm gipsplader.

1000 

800 

600 

400 

200 

67c/7(03(5$785 )25 ,62/(5(7 

67c/352),/ 67$1'$5'%5$1'.859( 

0 

0 20 40 60 80 

¢¡ £¤¡¦¥§¡ ¨©¢ 

Rumtemperatur 


Tages der derimod udgangspunkt i det atrium der er beskrevet i bilag A og benyttes 

parametermetoden for dette rum så fås følgende temperaturforhold for stålprofilet HE 300 B 

beklæ dt med 3 x12 mm gips. 

7HPSHUDWXU L JUDGHU & 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

67c/7(03(5$785 )25 ,62/(5(7 67c/352),/ 

c%1,1*6)$.7250(72'(1 

0 20 40 60 80 

7LG L PLQXWWHU 

Rumtemperatur 


Side:32 af 41 

Dato:21-01-2005

0RPHQWE UHHYQHQ > 

N1P @ 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

% 5((91( 8'9,./,1*(1 )25 ,62/(5(7 

67c/352),/ > +( %@ 

0 50 100 

7LG > PLQ@ 

Åbningsfaktormetoden 


Side:33 af 41 

Dato:21-01-2005 

Som det ses er det muligt effektivt at sæ nke temperaturen af stålkonstruktioner såfremt der benyttes 

en udvendig isolering. I det viste eksempel er der forudsat foretaget brandbeskyttelse med gips. Der 

findes andre materialer der er i stand til at etablere en tilsvarende dæ mpning af temperaturen i 

stålkonstruktionen. 

%HWRQNRQVWUXNWLRQHUV E UHHYQHXGYLNOLQJ JHQQHP EUDQGIRUO¡EHW 

På tilsvarende vis som beskrevet for stålkonstruktioner findes der metoder til beregning af 

svæ kkelsen af betonkonstruktioner som følge af de høje temperaturer gennem brandforløbet. Disse 

beregningsmetoder findes i DS 411 Norm for betonkonstruktioner kap. 9. 

q1(x,t) = 312 log10 ( 8t +1 )e -1,9k(t) x sin( p/2 –k(t) x ) 

hvor 

k(t) = [ p r cp /750 l t ] ½ 

q1 = temperaturen i [ o C] 

x = afstanden fra overfladen [m] 

t = tiden [min] 

l = varmeledningsevnen [W/m o C] 

r = densiteten [kg/m 3 ] 

cp = den specifikke varmekapacitet [J/kg o C] der formelt sæ ttes til cp = 1000 [J/kg o C]

Side:34 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ud fra denne formel kan temperaturen i betontvæ rsnittet beregnes i et vilkårligt punkt, såfremt der 

er tale om et ensidigt påvirket tvæ rsnit. 

For tosidet påvirket tvæ rsnit med tykkelsen 2 W kan temperaturen q2 bestemmes efter følgende 

udtryk. 

q2(x,t) = (q1(x,t) + q1(2w – x,t)) q1(0,t) / [q1(0,t) + q1(2w,t)] 

For et tresidet påvirket tvæ rsnit med tykkelsen 2 W kan temperaturen q3 bestemmes ud fra følgende 

sammenhæ ng: 

q3(x,y,t) = q2(x,t) + q1(y,t)) – [ q2(x,t) q1(y,t) / q1(0,t)] 

 

 

 

 

 

350 

300 

250 

200 

150 

100 

50 

TEMPERATURFORDELINGEN OVER TVÆRSNITTET 

0 

-50 0 2 4 6 8 

 

Temperaturfordeling 

- tosidigt 

varmepåvirkning 

For firsidigt påvirkede tvæ rsnit kan temperaturen bestemmes ved superposition af 

temperaturkurverne for to tosidet påvirkede tvæ rsnit. 

§¢¦ 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

-100 

1 2 3 4 5 6 

 

703(5$785)25'(/,1* 

S1 

S5 

 

400-500 

300-400 

200-300 

100-200 

0-100 

-100-0

x(f1) 

x(f2) 

x(f3) 

Ved at inddele trykzonen i lag med samme tykkelse kan de beskadigede kantzoners tykkelse 

beregnes til følgende. 

a = w [ 1 – ( xc,middel / xc(qM) ) 1/3 ] 

hvor: 

xc,middel = 1/w × xc(qM) dx der tilnæ rmelsesvis kan sæ ttes til følgende: 

xc(qM) = [( 1- 0,2/n ) / n ] Si=1 xc(qi) 

hvor: 

fcd(qM) = xc(qM) x fcd og Ecd(qM) = (xc(qM)) 2 

Side:35 af 41 

Dato:21-01-2005 

Ud fra den viste temperaturfordeling fås følgende styrkereduktioner såfremt tvæ rsnittet inddeles i 6 

strimler. 

1,2 0 0 

1,0 0 0 

0 ,8 0 0 

0 ,6 0 0 

0 ,4 0 0 

0 ,2 0 0 

0 ,0 0 0 

S t y r k e r e d u k t io n e n 

1 2 3 4 5 6 

S t y r k e r e d u k t io n e n 

På denne baggrund er det muligt at beregne tvæ rsnittet brudmoment i henhold til efterfølgende 

tøjnings- og spæ ndingsdiagram.

B 

ec = 0,35 % 

es = 2 % 

7¡MQLQJHU .UDIW RJ 

VS QGLQJHU 

Side:36 af 41 

Dato:21-01-2005 

Fchot = x cmiddel fcc20 

Fs2 x x (f2) 

Fs1 x x (f ) 

Med henvisning til kladdeberegningerne er der foretaget en beregning af henholdsvis den kolde 

tilstand samt tilstanden efter henholdsvis 30, 60 og 120 minutter af et betontvæ rsnit med bredden 

300 mm og højden 500 mm. Bjæ lken er armeret med 4 stk. 12 mm kamstål i kvalitet B 550 med en 

karakteristisk flydespæ nding på fyk = 550 [N/mm 2 ]. Betonbjæ lken er påregnet udstøbt med beton 

med trykstyrken fck = 25 [N/mm 2 ]. 

%UXGPRPHQW > N1P @ 

120 

100 

- 

80 

60 

40 

20 

BØJNINGSKAPACITETEN 

0 50 100 150 

7LG > PLQ@ 

BØJNINGSKAPACITET 

EN 

Som det ses falder betonbjæ lkens bøjningskapacitet gennem hele brandforløbet. Det skal bemæ rkes 

at DS 411 forudsæ tter at standardbrandkurven benyttes som grundlag for en bæ reevnebestemmelsen 

gennem brandforløbet. Hvad denne kurve ikke viser er, at indtræ ngningen af varme i tvæ rsnittet 

sker så langsomt at reduktionen af trykzonen fortsæ tter efter at brandrummets temperatur er 

begyndt at falde. Endvidere kan den gradvise svæ kkelse af trykzonen føre til, at bjæ lker der i den

første del af brandforløbet er normaltarmerede i den sidste del af brandforløbet vil væ re 

overarmerede. Herved vil der væ re fare for pludselige brud som følge af at trykzonen bryder 

momentant såfremt bæ reevnen gradvist er blevet mindre end den aktuelle belastning. 

Side:37 af 41 

Dato:21-01-2005 

For den aktuelle bjæ lke er styrkenedsæ ttelsen ved 30 minutter ca. 32 % , for 60 minutter er den ca. 

46 % og for 120 minutter er den ca. 64 %. 

$)6/871,1* 

%HVWHPPHQGH SDUDPHWUH 

Ethvert forsøg på at beskrive virkelige forhold i bygninger under brande ved hjæ lp af modeller vil 

væ re behæ ftet med usikkerhed. Dette skyldes dels, at modellerne bygger på forudsæ tninger, der 

ikke altid fuldt ud er opfyldte. Fx vil flammemodeller altid væ re en forsimpling af flammerne end 

ved en virkelig brand. Ud over dette forhold vil der ved opbygningen af geometrimodellen 

uvæ gerligt væ re behov for at forenkle den virkelige geometri i rummet. Fx. virker det 

uoverkommeligt at opbygge trådmodeller wire frame der bare nogenlunde gengiver de virkelige 

geometriske forhold i et kontor. Fx vil billeder på væ gge, arkitektlamper, delvist fyldte skuffer etc. 

ikke med bare nogenlunde overensstemmelse med virkeligheden kunne etableres inden for 

overskuelige tidsrammer. Det vil derfor væ re nødvendigt at foretage en forenkling. 

For at belyse konsekvenserne af forskellige afvigelser af de parametre, der indgår i modeller er der i 

det efterfølgende foretaget er følsomhedsanalyse af nogle af de parametre den er medbestemmende 

for temperaturforholdene for en omsluttet brand. 

Med henvisning til [Schøitt Sørensens 2004] afsnit 11.7.9 er der i dette afsnit foretaget en beregning 

ved itteration der belyser de svingninger som variationer i en grundparameter fører til med hensyn 

til røggaslaget højde samt temperaturen såfremt rummet er termisk brandventileret. 

Følsomhedsanalysen er udført ved et foretage en forøgelse af en parameter med 10 % samtidig med 

at alle øvrige parametre holdes konstante. Som den uafhæ ngige variabel er røggastemperaturen 

benyttet. 

Det skal endvidere bemæ rkes at det efterfølgende skema er udarbejdet på baggrund af det atrium, 

der er beskrevet i Bilag A. Den termiske inerti er udregnet efter 15 min forløb.

Den termiske inerti er udregnet efter 15 min 

forløb. 

Nr. Data navn Græ nse Væ rdi Enhed Temperatur Relative Temperatur Højde til Relative Ændring af 

æ ndring æ ndring røggaslag æ ndring røggashøjde 

[ o C ] [ % ] [ m ] [ % ] 

100 Højde Nedre væ rdi 11,0 m 127 9,1 

101 Højde Ø vre væ rdi 12,1 m 0,930 -6,96 9,65 1,0604 6,0 

100 Bredde Nedre væ rdi 26,0 m 127 9,1 

102 Bredde Ø vre væ rdi 28,6 m 1,024 2,36 9,12 1,0022 0,2 

100 Læ ngde Nedre væ rdi 32,0 m 127 9,1 

103 Læ ngde Ø vre væ rdi 35,2 m 0,979 -2,10 9,08 0,9978 -0,2 

100 Volumen Nedre væ rdi 10067,2 m 3 127 9,1 

Side:38 af 41 

Dato:21-01-2005 

Bemæ r 

kning 

104 Volumen Ø vre væ rdi 12181,3 m 3 0,894 -10,59 9,08 0,9978 -0,2 Note 1 

100 Røgventilationsåbning Nedre væ rdi 60,0 m 2 9,1 

105 Røgventilationsåbning Ø vre væ rdi 66,0 m 2 0,997 -0,32 9,14 1,0044 0,4 

100 Tilluftsåbninger Nedre væ rdi 28,0 m 2 9,1 

106 Tilluftsåbninger Ø vre væ rdi 31,8 m 2 0,989 -1,15 9,245 1,0159 1,6 

100 Rumvæ gten Nedre væ rdi 2300,0 kg/m 3 9,1 

107 Rumvæ gten Ø vre væ rdi 2530,0 kg/m 3 0,984 -1,64 9,155 1,0060 0,6 

100 Brandeffekt Nedre væ rdi 10 MW 9,1 

108 Brandeffekt Ø vre væ rdi 11 MW 1,066 6,56 9,08 0,9978 -0,2 

 

 

Højde, bredde og læ ngde er forøget med 10%. 

Som det fremgår af ovennæ vnte skema fremkommer den største variation af røggaslaget ved at 

æ ndre atriets højde. Af de undersøgte parametre vil en æ ndring af tilluftsforholdene væ re den 

parameter der giver den næ ststørste æ ndring af røggaslagets højde. For dette atrium vil det derfor 

væ re højden samt tilluftsåbningerne hvor afvigelser vil få størst indflydelse på resultatet. Det skal 

bemæ rkes at for et atrium med en anden udformning vil følsomhedsanalysen give sig udslag i andre 

forhold.

6DPPHQOLJQLQJ DI EHUHJQLQJVPHWRGHU 

Side:39 af 41 

Dato:21-01-2005 

Som det fremgår af gennemgangen af de udvalgte metoder vil en bestemmelse af design 

temperaturen for de bæ rende konstruktioner kunne bestemmes på et enkelt og veldefineret grundlag 

ved at benytte standardbrandkurven. 

1200 

1000 

600 

400 

200 

'(6,*1 7(03(5$785 

Parametermetoden i h.t. 

800 

DS 410 

 

 

 

 

 

0 

0 20 40 60 80 

¢ § 

Eurocode 1 


Hydrocarbon 

Parametermetoden i henhold til DS 410 vil for dette atrium give et noget anderledes forløb af 

designkurven. Temperaturforløbet i den første del af brandforløbet er væ sentligt højere, såfremt DS 

410 benyttes end ved anvendelse af standardbrandkurven. Derimod forholder det sig direkte 

omvendt i den sidste del af brandforløbet. Temperaturforløbet ved at benytte Eurocode 1 er noget 

lavere. Dette skylles bl.a. at der brandlasten fordeles på alle indvendige overflader samt ovennæ vnte 

kurve for temperaturen i henhold til Eurocode er vist for en lidt anderledes åbningsfaktor end for 

kurven der beskriver forløbet i henhold til DS 410. 

$IVOXWWHQGH EHP UNQLQJHU 

Som det ses af ovenstående afsnit, er der umiddelbart store forskelle, mellem det temperaturforløb 

der kan benyttes som grundlag for dimensionering af bæ rende konstruktioner. Som næ vnt tidligere 

skyldes forskelle at forudsæ tningerne ikke er de samme. Fx varierer størrelsen af brandlasten Da 

der i denne opgave kun omhandler problemstillinger vedr. akkumuleringen af varme i selve 

tvæ rsnittet overordnet, kan temperaturforløbets indflydelse på bæ reevnen ikke direkte vurderes ud 

fra de illustrerede temperaturforløb. F.eks. vil akkumuleringen i massive/buttede/ kompakte 

betontvæ rsnit sandsynligvis påvirkes væ sentlig anderledes end tyndfligede tvæ rsnit, såfremt 

påvirkningen fra et temperaturforløb efter standardbrandkurven sammenlignes med et 

temperaturforløb efter åbningsfaktormetoden. 

Såfremt man betragter det aktuelle atrium der er belyst i denne opgave, vil en dimensionering efter 

standardbrandkurven eller parametermetoderne i DS 410 og Eurocode 1 føre til en jæ vnt fordelt 

materialeanvendelse over hele den bæ rende konstruktion i form af brandmaling, gipsbeklæ dning 

eller forøget dæ klag mellem armeringen og betonoverfladen. Denne brandbeskyttelse vil væ re 

uafhæ ngig af atriets udformning , antal af vinduer og brandbelastningen i bygningen. 

Såfremt bygningens funktioner fastsæ ttes specifikt til den anvendelse som bygningen opføres til og 

bygningens indretning kendes vil en beregning af den samlede mæ ngde brandbart materiale i atriet 

kunne beregnes. Det eksempel der er beskrevet i bilag A er denne mæ ngde brandbart materiale

Side:40 af 41 

Dato:21-01-2005 

beregnet til at rumme ca. 204 [GJ]. Ved at inddrage gulvfladen findes en brandlast på ca. 159 [MJ/ 

m 2 ]. Med denne indgangsparameter samt atriets størrelse og omfanget af vinduer vil en 

temperaturbestemmelse efter parametermetoden i h.t DS 410 føre til en kraftig temperaturstigning 

til ca. 1150 [ o C] grader i den første del af brandforløbet. Temperaturen falder dog kraftigt efter at 

denne maksimalvæ rdi er opnået. Med dette temperaturforløb vil brandbeskyttelsen omkring 

stålkonstruktioner der dimensioneres efter DS 410 til korte brandforløb fx REI 30 sandsynligvis 

væ re en anelse kraftigere end stålkonstruktioner dimensioneret efter standardbrandforløbet. Dette 

begrundes med temperaturkurvens kraftige forløb i den første del af branden. Brandbeskyttelsen vil 

væ re jæ vnt fordelt over hele den bæ rende konstruktion det vil sige fra gulv til loft.. 

Benyttes der derimod CFD analyser med udgangspunkt i en specifik placering af brandbart 

materiale er det meget sandsynligt, at en analyse vil vise, at temperatuen for den bæ rende 

konstruktion er anderledes. Da analysen i bilag A kun dæ kker et brandforløb på ca. 10 minutter er 

det ikke muligt på denne baggrund at vurdere den maksimale overfladetemperatur. Det ses dog ud 

til at temperaturstigningen i den første del af brandforløbet er væ sentligt lavere end der fås ved de 

parametriske brandforløb. 

Lokale påvirkninger stammende fra stråling vil kunne føre til væ sentlig højere temperaturer på fx 

søjler. 

.RQNOXVLRQ 

Som det fremgår af kapitel 4 findes der flere metoder til at bestemme temperaturforholdene i 

bygninger gennem brandforløbet. Standardbrandkurven der er meget anvendt giver et forudsigeligt 

temperaturforløb der nok mere eller mindre er genkendeligt for mange personer der arbejder med 

brand. Dette forhold giver også gode muligheder for at sammenligne materialer og konstruktioner. 

Parametermetoderne i DS 410 og Eurocode 1 tager primæ rt højde for brandlasten i bygningen samt 

ventilationsforholdene. Endvidere indgår den termiske inerti i de omkrandsende konstruktioner. 

Denne metode kan, som det er vist i afsnit 5 benyttes såfremt materialeforbruget ønskes optimeret. 

CFD modeller er langt mere individuelt tilpassede metode til de aktuelle bygninger. Denne metode 

vil derfor væ re velegnet det at beskrive specielle rum hvor forudsæ tningerne for 

parametermetoderne ikke er opfyldt eller, at der af en eller anden grund er forhold der berettiger til 

at analysere konstruktionerne mere specifikt. 

Da to - zoneprogrammer normalt ikke medtager strålingspåvirkninger i rummet vil denne metoder 

ikke væ re egnede til at beskrive brandforløbet. 

Som det fremgår af afsnit 6.1 ser det ud som om, at der ved store rum som fx for det behandlede 

atrium, med en størrelse på 25 x 36 x 12,6 m, at mindre variationer af de undersøgte parametre ikke 

har den store betydning. Dette begrundes med at en forøgelse af en parameter på fx 10% fører til en 

mindre numerisk æ ndring af testparameteren, der er temperaturen. Dette formodes at skyldes, at den 

undersøgte brand er så forholdsvis lille, at ventilationsforholdene ikke er afgørende. 

Dette forhold kunne væ re anderledes såfremt en anden brand eller en anden geometri af rummet 

havde væ ret analyseret. De beskrevne forhold er således kun gæ ldende for det aktuelle tilfæ lde. 

Som det fremgår af afsnit 5 fører brandpåvirkningen til stigende rumtemperaturer der medfører, at 

stålkonstruktioners styrke nedsæ ttes markant. Parametermetoderne giver dog mulighed for at tage

Side:41 af 41 

Dato:21-01-2005 

rumstørrelsen, åbningsforholdene samt brandbelastningen i betragtning. Herved er der i visse 

tilfæ lde mulighed for at dimensionere stålet så det ved brudgræ nsetilstanden har en større bæ reevne 

end påkræ vet. Denne forøgede bæ reevne muliggør, at stålprofilet i brandtilstanden vil væ re i stand 

til at overholde kravene til bæ reevnen såfremt der tages højde for stålprofilets svæ kkelse som følge 

af de forøgede temperaturer. Som det fremgår af afsnit 5.1 er styrkenedsæ ttelsen meget stor såfremt 

stålkonstruktionen ikke er beskyttet. 

Ved at isolere stålprofiler kan temperaturstigning i stålprofilet begræ nses. Herved er det muligt at 

væ lge netop den tykkelse af brandisolering der medfører at stålprofilet i lastkombination 3.3. har 

den kræ vede sikkerhed. 

Ved betonkonstruktioner skal man væ re opmæ rksom, på at der er to tilstande der kan føre til 

sammenstyrtning af konstruktionen. Den ene tilstand er flydning af jernene som følge af svæ kkelsen 

forårsaget af temperaturen i armeringsstålet. Denne brudform vil væ re forbundet med store 

deformationer, hvorved sammenstyrtningen kan siges at ske efter en foregående varsling. Den 

anden kritiske fase sker langt senere i brandforløbet og den sker som følge af, at varmen langsomt 

er træ ngt ind i tryksiden og her har beskadiget trykstyrken. Herved nedsæ ttes den indre momentarm 

mellem tryk- og træ kzonen i bjæ lken og bruddet sker hurtigt og uden forudgående varsling. 

Denne opgave tager udgangspunkt i betonbjæ lker. Tilsvarende, men mere markante forhold er 

gæ ldende for betonsøjler. 

Endvidere skal det bemæ rkes, at denne opgave ikke belyser bæ reevnenedsæ ttelse der kan indtræ ffe 

som følge af styrkenedsæ ttelsen af forskydningsbæ reevnen, vridningsbæ reevnen, 

kipningsbæ reevnen samt svæ kkelser der sker som følge af svigt i samlinger. Disse forhold kan væ re 

afgørende, men er ikke omfattet af denne opgave. 

5()(5(1&(5 

[CFD 1] FDS- User reference guide 

[Schiøtt Sørensen 2004] Sørensen, Lars Schiøtt. Brandfysik og brandteknisk design af bygninger 

[BR 95] Bygningsreglementet 95 samt tillæ g 1 og 2. 

[EFD1999] Bjørn Karlsson og James G. Quintiere. Enclosure Fire Dynamics 1999. 

[Drysdale 2002] Dougal Drysdale. An Introduction to Fire Dynamics 2.udg. 2002. 

[SFPE ] SFFP Handbook of Fire Protection Engineering.Third Edition ISBN: 087765-451 

[DS409] Norm for sikkerhedsbestemmelse af konstruktioner 2. udgave 1998. 

[DS410] Norm for last på konstruktioner 4. udgave 1998. 

[DS411] Norm for betonkonstruktioner 4. udgave 1999. 

[DS412] Norm for betonkonstruktioner 3. udgave 1998. 

[Eurocode 1] Eurocode 1: Part 1-2 General actions- Actions on structures exposed to fire” ( DS 1991 1-2 2002 ) 

[Hertz 2002] Christian D. Hertz – Analyses of Concrete Structures Exposed to Fire. DTU-BYG 2002 

[Hertz 2003] Christian D. Hertz - Artikel: Application of idealized materials data for calculation of fire exposed concrete 

constructions.- BYG-DTU 2003. 

[Magnusson m.f. 1974] Sven- Erik Magnusson m.f.- Brandteknisk dimensionerering av stålkonstruktioner SBI Publ. Nr. 38 1974 

[Thor 1971] Jørgen Thor- Flervåningsparkeringshus med stålstomme utan brandisolering SBI Publ. Nr. 21 1971

Udarbejdet af Jørgen Bach 

15. Januar 2005 

%5$1'7(.1,6. 352-(.723*$9( 

&)' $1$/

,1'+2/'6)257(*1(/6( 

&)' 02'(//(1 6LGH 

1.1 Baggrund………………………………………………………………………………… 2 

1,2 Beskrivelse af atrium…………………………………………………………………… 2 

1.3 Generelt vedr. modelopbygningen……………………………………………………… 5 

1.4 Anvendt EDB-programmel……………………………………………………………… 5 

1.5 Grid……………………………………………………………………………………… 6 

1.6 Tilluftsåbninger…………………………………………………………………………… 9 

1.7 Røgventilationsåbninger i tag…………………………………………………………… 9 

1.8 Indvendige flader………………………………………………………………………… 9 

%5$1'(1 

2.1 Brandeffekter…………………………………………………………………………… 10 

2.2 Dataudskrift……………………………………………………………………………… 10 

$1$/

&)' 0('(//(1 

%DJJUXQG 

Side 2 af 15 

For at belyse temperaturforholdene gennem brandforløbet er der foretaget en CFD analyse af et 

artium med grundfladen 25 x 26 m og med en højde fra gulvet til den indvendige loftflade på 12,5 

m. Denne rapport skal derfor ses som en alternativ måde til de metoder, der er beskrevet i selve 

rapporten til at bestemme temperaturen i ovennævnte rum. Det skal bemærkes at der i denne rapport 

kun er fokuseret på temperauren i atriet samt på gaslagets højde i forhold til gulvet. Forhold som 

den optiske densitet samt forbrændingsprodukternes koncentration er ikke analyseret. Analysen er 

derfor kun udarbejdet for at illustrere et eksempel som støtte for den udarbejdede hovedopgave. 

Det skal bemærkes, at det benyttede brandforløb kun strækker sig over en periode på ca. 7,5 

minutter. Brandforløbet er derfor for kort til at danne grundlag for en egentlig branddimensionering 

af de bærende konstruktioner. 

%HVNULYHOVH DI DWULHW 

På de efterfølgende skitser er atriet beskrevet. 

3/$1

3/$1 

3/$1 

Side 3 af 15

79 561,7 

/ 1*'(61,7 

Side 4 af 15

*HQHUHOW YHGU PRGHORSE\JQLQJHQ 

Side 5 af 15 

I det efterfølgende er der givet en kortfattet beskrivelse af de data, der er benyttet i forbindelse med 

opbygning af CFD- modellen. 

Den virkelige konstruktion opbygges af mange bygningsdele, der hver for sig kan væ re opbygget af 

flere materialer med forskellig tykkelse, rumvæ gt og varmekapacitet. F.eks. opbygges etagedæ k af 

gulvbelæ gning, slidlag, betonhuldæ kelementer, hulrum over nedhæ ngte lofter samt nedhæ ngte 

lofter med skinnesystemer og loftplader. CFD modellen er derfor minimeret for at nedsæ tte 

beregningstiden. Minimeringen er udført med henblik på at opnå nogenlunde overensstemmelse 

mellem atriets totale volumen samt modellens volumen. Endvidere er det forsøgt at etablere 

nogenlunde samme udstræ kning af modellen i x, y og z retningen som i atriet. 

Herudover er de elementer, der er indbygget i modellen, forsøgt af have nogenlunde den samme 

termiske inerti som i den virkelige konstruktion. 

$QYHQGW ('% SURJUDPPHO 

Analysen er udført ved hjæ lp af EDB programmet FDS Fire Dynamics Simulator ( Version 4 ) der 

er et CFD program. 

Dette program er downloadet fra NIST (National Institute of Standards and Technology. U. S. 

Department of Commerce). Programmet bygger på en numerisk løsning af Navier-Stokes ligninger, 

der gæ lder for lavhastigheds, termodrevne strømninger. I tilknytning til dette program er 

visualiceringsprogrammet Smokeview benyttet til at illustrere resultaterne af CFD beregningerne. 

For yderligere beskrivelse af disse programmer henvises til Fire Dynamics Simulator ( Version 3 ) – 

Technical Reference Guide.

H = 11 m 

*ULG 

Side 6 af 15 

CFD modellen er opbygget som et rektangulæ rt ” grid ” med maskevidden i henholdsvis x, y og z 

retningen på 500 mm. I ”griddet” er der indlagt et retvendt koordinatsystem med bygningens 

tvæ rgående akse svarende til x-aksen samt bygningens langsgående akse parallelt med y-aksen. 

Z-aksen er regnet positiv opad. Koordinatsystemets origo er placeret i modulskæ ringen svarende til 

gulvet i plan 3. Griddets samlede størrelse er 36 x 30 x 20 m og danner det ydre domæ ne for 

modellen. Inden for dette grid er atriet opbygget. Atriet har en størrelse på 32 x 26 x 12 m som er 

opbygget inden for rammerne af det ydre domæ ne.. Modellen består således af 1.080.000 celler. 

På den efterfølgende skitse er geometrien illustreret. 

3, 

5 

3, 

5 

Z-akse 

SKITSE AF HOVEDGEOMETRI 

FOR CFD-MODE 

Mål N.T.S 

L=32 m 

0, 

8 

25,2 

X - akse 

B = 26 m 

Ubenæ vnte m

¢ 

 

 

¢ ¡ 

¦ 

 

£ 

¤ 

¨ 

£ 

 

§ ¤ 

¥¦ 

 

 

3 

3,5 

3,5 

¤ 

© 

¨ 

£ ¢ 

© 

¥ 

¢ £ 

Z- akse 

 

¨ 

¨¢ 

 

Y- akse 

16 

m 

1 m 

¨ 

¤ 

 

Røgventilationsåbning 1 

Geometri som åbning 2 

Tilluftåbning 1 

L = 32 m 

Røgventilationsåbning 2 

12 m 

0,8 m 

Side 7 af 15 

30 m 

Tilluftåbning 2 

25,2 m 

X- akse 

1 m 

B = 30 m 

1 m 

Ubenæ vnte mål er i m.

7LOOXIWVnEQLQJHU 

I atriet er der påregnet etableret Tilluftsåbninger svarende til et areal på 27 m 2 . Disse 

Tilluftsåbninger er placeret over døre i plan 3. Der henvises i øvrigt til efterfølgende skitse. 

5¡JYHQWLODWLRQVnEQLQJHU L WDJ 

I tagfladen er der påregnet etableret ca. 108 m 2 røgopluk. Disse røgopluk er indbygget i de 

gennemgående ovenlys samt langs den øverste del af facaderne. 

Der henvises i øvrigt til skitse i afsnit 1.5. 

3,5 m 

,QGYHQGLJH IODGHU 

6 m 

 

 

 

MØDELOKALE 

GLASBOKSE 

Altangang 

Side 8 af 15 

Atriets indvendige flader består primæ rt af lette gipsvæ gge samt uklassificerede vinduespartier. 

Lofter består af ubrandbare loftsplader der er ophæ ngt i skinnesystemer. Gulvet består af 

parketgulve. Bygningens inventar er i modellen medtaget under den forudsæ tning af dette er dæ kket 

af et standard brandforløb at typen at 2 svarende til brandforløbet FAST. 

For benyttede overflader henvises til datoudskriften sidst i dette bilag. 

2 m

%5$1'(1 

%UDQGHIIHNWHU 

Side 9 af 15 

For at simulere branden er der placeret en burner midt på gulvet. Denne flade har udstræ kningen 0,4 

x 0,4 m og udstråler en varmeeffekt på 5000 [ kW ]. 

Branden er påregnet at følge et at 2 forløb. 

'DWDXGVNULIW 

For at belyse forholdene i atriet gennem brandforløbet er der indlagt to planer hvor 

temperaturforholdene er registreret. 

$1$/0:@ 

18,00 

16,00 

14,00 

12,00 

10,00 

8,00 

6,00 

4,00 

2,00 

0,00 

" HEAT REALEISE RATE 

0,00 5,00 10,00 15,00 

7LG > PLQ@ 

" HEAT REALEISE 

RATE

7HPSHUDWXU L U¡JJDVODJHW 

Side 10 af 15 

På den efterfølgende skæ rmplot ses det at rumtemperaturen er steget til ca. 115 i løbet af de første 

10 minutter af branden.

2YHUIODGHWHPSHUDWXUHU 

Som det ses af ovenstående plot følger overfladetemperaturen gradvis efter. Temperaturen har 

således nået en temperatur på ca. 75 [ o C] i visse områder. 

$)6/871,1* 

8VLNNHUKHGHU 

Side 11 af 15 

Denne analyse har kun til formål at illustrere principper for metodens anvendelse. 

De afvigelser, der fremkommer mellem den stiliserede model og en fuldt udbygget model, model er 

i dette tilfæ lde tidskræ vende at bestemme. Det har derfor væ ret uden for rammerne af denne opgave 

at simulere den korrekte model hvorved det rigtige resultat ikke kendes. Der må derfor foretages en 

afvejning mellem de ressourcer der indsæ ttes på at forfine modellen og de ressourcer der anvendes 

til at bestemme grunddataerne som f.eks. mæ ngden af brandbart materiale samt den aktuelle 

placering af denne. 

6DPPHQIDWWHQGH NRPPHQWDUHU 

Som det ses af denne analyse vil røggaslaget opnå en temperatur på ca. 100-125 [ o C] i løbet af 

brandens første 10 minutter. Dette er væ sentligt mindre end de temperaturer der vil fremkomme 

såfremt standardbrandkurven eller parametermetoden benyttes til at bestemme brandlasten i lokalet.

Side 12 af 15 

Den maksimale Heat Release Rate er ca. 16 [ MW ] og opnås efter ca. 300 sekunders brand 

svarende til 5 minutter. Strålingsintensiteten er noget forsinket i forhold til heart realise rate. 

Denne analyse beskriver således ikke de aktuelle temperaturer som et lokale af denne art vil væ re 

udsat for og kan derfor ikke danne grundlaget for en temperaturbestemmelse af brandrummets 

temperatur i forbindelse med dimensionering. Det er dog indlysende at metoden har potentiale til at 

beskrive en lang ræ kke specifikke forhold i forbindelse med bæ rende konstruktioners 

overfladetemperatur. 

'$7$ ),/ 

&HEAD CHID=’Viby14’,TITLE=’Admbygning Viby Atrie 14-9-2004’ / 

! 

!Grid 

! 

&GRID IBAR=150, JBAR=120, KBAR=60 / 

&PDIM XBAR0=-2.0, XBAR=34, YBAR0=-2.8, YBAR=27.2, ZBAR=20.0 / 

! 

!Tidsdomæne 

! 

&TIME TWFIN=600. / 

&MISC SURF_DEFAULT='GYPSUM BOARD',NFRAMES=300, 

DATABASE='c:\nist\fds\database4\database4.data', 

REACTION='WOOD', 

RESTART=.TRUE. / 

! 

!Branden 

! 

&SURF ID='BURNER',HRRPUA=8700.,RAMP_Q='BURNER',/ 

&RAMP ID = 'BURNER', T = 0., F = 0. / 

&RAMP ID = 'BURNER', T = 50, F = 0.01 / 

&RAMP ID = 'BURNER', T = 100., F = 0.05 / 







&RAMP ID = 'BURNER', T = 450., F = 1 / 

! 

!Geometri 

! 

!&OBST XB= 11.50, 13.10, 13.80, 14.60, 0.00, 0.40 / 

!&OBST XB= 11.50, 13.10, 13.80, 14.60, 0.40, 0.60, SURF_ID='SPRUCE' / 




!&OBST XB= 14.00, 14.60, 13.80, 14.60, 0.00, 0.40 / 





&OBST XB= 12.50, 13.50, 14.10, 15.10, 0.60, 0.60, SURF_ID='BURNER', 

COLOR='BLUE', /

!&OBST XB= 11.60, 13.00, 12.80, 13.60, 0.40, 0.60, SURF_ID=’SPRUCE’ / 

!&OBST XB= 10.00, 10.80, 12.00, 12.60, 0.00, 0.40 / 






!&OBST XB= 12.00, 12.40, 11.60, 12.00, 0.00, 0.40 / 






! 

!Vægge 

! 

&OBST XB= 0.00, 32.20,-0.81, -0.80, 0.00, 11.0 , SURF_ID='GLASS'/ 

&OBST XB= 0.00, 32.20, 25.00, 25.20, 0.00, 11.00, SURF_ID='GLASS'/ 

! 

!Gavle 

! 

&OBST XB= 0.00, 0.00,-0.80, 25.00, 0.00, 11.0 , SURF_ID='GLASS'/ 

&OBST XB= 32.00, 32.20,-0.80, 25.00, 0.00, 11.00, SURF_ID='GLASS'/ 

! 

!Gulv 

! 

&OBST XB= 0.00, 32.00,-0.80, 25.20, 0.00, 0.05, SURF_ID='CONCRETE' / 

! 

! Loft 

! 

&OBST XB=0.00, 32.2, -0.81, 25.2, 11.00, 11.10, SURF_ID='CONCRETE' / 

! 

! Etagedæk 

! 

&OBST XB= 0.00, 32.00, 0.00, 5.00, 3.00, 3.50 / 

&OBST XB= 0.00, 32.00, 0.00, 5.00, 3.50, 3.55, SURF_ID='CONCRETE' / 

&OBST XB= 0.00, 32.00, 21.00, 25.00, 3.00, 3.50 / 


&OBST XB= 0.00, 5.00, 5.00, 21.00, 3.00, 3.50 / 


&OBST XB= 27.00, 32.00, 5.00, 21.00, 3.00, 3.50 / 


&OBST XB= 0.00, 32.00, 0.00, 5.00, 6.50, 7.00 / 


&OBST XB= 0.00, 32.00, 21.00, 25.00, 6.50, 7.00 / 


&OBST XB= 0.00, 5.00, 5.00, 21.00, 6.50, 7.00 / 


&OBST XB= 27.00, 32.00, 5.00, 21.00, 6.50, 7.00 / 


&OBST XB= 12.00, 15.00, 5.00, 8.00, 3.00, 6.50 / 

&OBST XB= 18.00, 23.00, 5.00, 8.00, 3.00, 6.50 / 

&OBST XB= 12.00, 15.00, 18.00, 21.00, 3.00, 6.50 / 

&OBST XB= 18.00, 23.00, 18.00, 21.00, 3.00, 6.50 / 

Side 13 af 15

&OBST XB= 12.00, 15.00, 5.00, 8.00, 6.50, 9.00 / 

&OBST XB= 18.00, 23.00, 5.00, 8.00, 6.50, 9.00 / 

&OBST XB= 12.00, 15.00, 18.00, 21.00, 6.50, 9.00 / 

&OBST XB= 18.00, 23.00, 18.00, 21.00, 6.50, 9.00 / 

! 

!Røgventilering i tag 

! 

&HOLE XB=1.00, 30.0, 6.0, 6.70, 11.00,11.10,T_CREATE=60, / i tag 


&HOLE XB=0.50, 1.2, 6.80, 16.80, 11.00, 11.10,T_CREATE=60, / i tag 


! 

!Røgventilering i facader 

! 

&HOLE XB=1.00, 30.0, -0.81, -0.80, 10.00,10.90, T_CREATE=60, / i facade 

&HOLE XB=1.00, 30.0, 25.20, 25.21, 10.00,10.90, T_CREATE=60, / i facade 

! 

! 

!Tilluftsåbninger 

! 

&HOLE XB=14.00,18.0, -0.81,-0.8, 2.00, 4.00,T_CREATE=60, / i væg 

&HOLE XB=32.00, 32.2, 10.00,16.0, 0.00, 3.00,T_CREATE=60, / i væg 

! 

!Åbninger i domænet 

! 

&VENT XB=-2.00, 34.0, -2.80, 27.2, 20.00, 20.00, SURF_ID='OPEN',/ 

&VENT XB= 0.0, 34.0, -2.80, -2.80, 0.00, 20.00, SURF_ID='OPEN',/ 

&VENT XB= 0.0, 34.0, 27.2, 27.2, 0.00, 20.00, SURF_ID='OPEN',/ 

! 

! 

&PL3D DTSAM=30. / 

! 

!Output 

! 

&BNDF QUANTITY='GAUGE_HEAT_FLUX' / 

&BNDF QUANTITY='WALL_TEMPERATURE' / 

&BNDF QUANTITY='BURNING_RATE' / 

&SLCF PBX=2.60,QUANTITY='TEMPERATURE' / 

&SLCF PBX=2.60,QUANTITY='HRRPUV' / 

&SLCF PBX=2.60,QUANTITY='MIXTURE_FRACTION' / 

&SLCF PBX=2.60,QUANTITY='RADIANT_INTENSITY' / 

&SLCF PBX=2.60,QUANTITY='ABSORPTION_COEFFICIENT' / 

&SLCF PBX=4.45,QUANTITY='TEMPERATURE' / 

&SLCF PBX=4.45,QUANTITY='HRRPUV' / 

&SLCF PBX=4.45,QUANTITY='MIXTURE_FRACTION' / 

&SLCF PBX=4.45,QUANTITY='RADIANT_INTENSITY' / 

&SLCF PBX=4.45,QUANTITY='ABSORPTION_COEFFICIENT' / 

&SLCF PBY=12.45,QUANTITY='TEMPERATURE' / 

&SLCF PBY=12.45,QUANTITY='HRRPUV' / 

&SLCF PBY=12.45,QUANTITY='MIXTURE_FRACTION' / 

&SLCF PBY=12.45,QUANTITY='RADIANT_INTENSITY' / 

&SLCF PBY=12.45,QUANTITY='ABSORPTION_COEFFICIENT' / 

&THCP XYZ=12.6,12.3,2.1,QUANTITY='TEMPERATURE' / 




Side 14 af 15

&THCP XYZ=12.6,12.3,0.9,QUANTITY=’TEMPERATURE’ / 














&THCP XYZ=12.6,12.3,-.01,QUANTITY=’RADIATIVE_FLUX’,IOR=3 / 

Side 15 af 15

Masterprojekt fra DTU

Create successful ePaper yourself

Delete template?

Save as template?