Etude de la prise en compte de la toxicité des fumées … · fumées en cas d’incendie ... plupart des victimes décédées par inhalation de la fumée sont retrouvées à une

Etude de la prise en compte de la toxicité des

fumées en cas d’incendie

Groupe de Travail du Comité d’Etudes et Classification des Matériaux vis -à-vis

de l’incendie

Rapport final

Indice de révision : A

Date de publication : 11/02/2010

http://www.lne.fr

Ont participé à la rédaction de ce document :

Nom Organisme

Éric GUILLAUME LNE (Animateur)

Gilles VERLINDEN AFNOR

Francis GENSOUS ARKEMA

Armelle MULLER CNPP

Martial BONHOMME CSTB

Daniel JOYEUX EFECTIS France

Olivier LECOQ-JAMMES EFECTIS France

Thibault CORNILLON FCBA

Jean-Marc ORAISON IFTH

Jean-Claude LABARTHE LCPP

Karine VAN NIEL LCPP

Axel BELLIVIER LCPP

Carine CHIVAS-JOLY LNE

Franck DIDIEUX LNE

Bruno ROCHAT LNE

Patrick DETRAZ Min. Intérieur, DSC

Bernard CHAUDRON SFEC / OMNOVA

Dominique PARISSE PLASTICSEUROPE France/SFEC/SNEP/SNPA/STRPVC/GPIC

Bruce LE MADEC ROCKWOOL France

Jean-François LACOSTE SFEC

Bénédicte HEUZE SNPE

Alain REMY SOLVIN, groupe SOLVAY

Romain HOURQUEIG WSP

Table des matières

1 Glossaire........................................................................................................................ 4

2 Préambule...................................................................................................................... 4

3 Importance de la prise en compte de la toxicité.............................................................. 6

3.1 Etudes Statistiques ................................................................................................. 6

3.2 Etudes numériques probabilistes............................................................................16

4 État de l’art de la prise en compte de la toxicité.............................................................17

4.1 Bâtiment dans le monde.........................................................................................17

4.2 Autres domaines (Transports) ................................................................................26

5 Proposition de guide méthodologique............................................................................30

5.1 Généralités.............................................................................................................30

5.2 Objectifs .................................................................................................................31

5.3 Méthodologie..........................................................................................................32

5.4 Critères de performance (toxicité) ..........................................................................34

5.5 analyse de risque ...................................................................................................34

5.6 construction de la cinetique de production de chaleur des foyers sources..............36

5.7 Détermination des fractions massiques d’espèces produites..................................36

5.8 Quantification (calculs) ...........................................................................................41

5.9 Evacuation .............................................................................................................43

5.10 Modèles d’effets du feu sur les personnes..........................................................44

6 CONCLUSIONS............................................................................................................48

Annexe 1 – Méthodes d’établissement des courbes de débit calorifique 49

Annexe 2 – Exemple d’application - Chambre d’hôtel et circulation 65

Annexe 3 – Exemple d’application - Feu dans le local laverie d’un restaurant 81

Annexe 4 – Méthode de détermination des données expérimentales 107

Annexe 5 – Références......................................................................................................114

- 4 -

1 GLOSSAIRE

Les termes utilisés dans le présent document sont définis dans la norme NF ISO 13943.

2 PREAMBULE

La Direction de la Défense et de la Sécurité Civiles du Ministère de l’Intérieur, de l’Outre-Mer et des Collectivités Territoriales a sollicité la création d’un groupe de travail chargé d’étudier la problématique de la toxicité des fumées dans le bâtiment. Cette toxicité des fumées est actuellement traitée :

- Par le désenfumage tel que prescrit dans l’Instruction Technique 246 et les articles DF du règlement de sécurité ;

- Par l’arrêté du 4 novembre 1975 pour certaines catégories de matériaux employés en tant que produits de construction ou matériaux d’aménagement.

Les récentes modifications de l’article AM18 et la non possibilité de faire évoluer l’arrêté du 4 novembre 1975 (référencé dans l’arrêté du 21 novembre 2002 relatif à la réaction au feu des produits de construction) ont conduit à poser la question de la prise en compte de la toxicité des fumées dans le bâtiment, en éventuellement proposant l’abrogation de cet arrêté sans éluder le risque lié à la toxicité des fumées. Les discussions lors de la réunion CECMI du 11 octobre 2007 ont permis d’envisager quatre hypothèses possibles quant à l’évolution de l’arrêté du 4 novembre 1975 :

- abrogation de l’arrêté

- maintien du statu-quo

- modification de l’arrêté

- abrogation avec remplacement par une solution alternative basée sur l’ingénierie de la sécurité incendie

Dans ce cadre, un groupe de travail a été lancé pour réfléchir à la solution la plus adaptée. Les organismes participant aux travaux sont les laboratoires LNE (animation), EFECTIS France, LCPP, CSTB, FCBA, CNPP, ainsi que les associations et syndicats professionnels PlasticsEurope France, UPB, SFEC, SPLR, le cabinet WSP, et la DSC.

Les constatations sont réalisées sur l’exposition des personnes aux effluents du feu et au risque lié à la toxicité des fumées. Il apparaît que :

- Il y a peu de victimes d’incendies dans les établissements recevant du public. Les victimes (incapacités et blessés) ont le plus souvent été intoxiquées.

- Les effluents ont tendance à être en général émis plus par l’aménagement que par les matériaux de construction.

- La Réglementation Thermique implique l’utilisation d’isolants de hautes performances et d’épaisseurs de plus en plus importantes, ainsi qu’une meilleure étanchéité des bâtiments. Cela conduit à une augmentation du risque lié à la toxicité des fumées.

D’autre part, il s’avère que l’arrêté du 4 novembre 1975 est mal appliqué et peu utilisé. De plus, il se restreint à certaines catégories de matériaux, alors qu’il serait plus opportun de restreindre la question de la toxicité des fumées à quelques catégories d’ouvrages.

Les constatations montrent que le problème de l’emploi de matériaux combustibles et susceptibles de dégager des effluents toxiques est donc lié en premier lieu à l’exploitation de l’ouvrage et à son contenu. Il conviendra en outre de peser de manière adéquate l’apport des produits de construction et matériaux d’aménagement en termes de toxicité des fumées

- 5 -

par rapport au contenant. La prise en compte de la toxicité des fumées pourrait ainsi venir en complément des exigences de désenfumage, en conservant la philosophie de non-exposition des personnes aux fumées.

Les constatations conduisent à penser que des ouvrages spécifiques peuvent être visés par l’étude de la toxicité des fumées et non des matériaux. Les types d’établissements recevant du public pouvant faire l’objet de cette étude complémentaire sont :

- Les locaux à sommeil, en particulier les types J, O, U.

- Les locaux non désenfumés pour lesquels l’exposition des personnes aux fumées durant la phase d’évacuation est possible ;

- Les locaux de grands volumes et atriums pour lesquels la stratification des fumées et donc la base théorique du désenfumage du règlement de sécurité est inadaptée (par exemple car la température des fumées est proche de celle de l’air ambiant) ;

La méthode retenue pour la prise en compte de la toxicité des fumées présenterait ainsi les caractéristiques suivantes :

- La méthode serait un complément à l’ingénierie du désenfumage (chapitre 8 de l’Instruction Technique 246) dans les locaux spécifiques cités précédemment ;

- Il serait nécessaire de disposer de foyers-types pour la production de toxiques par le contenu (comme existant et lié aux classes de feu pour le débit calorifique selon chap. 8 de l’IT246) ;

- L’analyse porterait sur la comparaison des conditions de tenabilité en terme de toxicité dans le local et les dégagements avec et sans emploi de produits de construction et matériaux d’aménagement combustibles par rapport à un foyer-type conventionnel ;

- L’analyse n’exclurait pas certains matériaux combustibles (tous matériaux non classés A1 seraient étudiés par exemple) ;

- L’analyse porterait sur certains gaz comme dans les autres contextes réglementaires (par exemple prise en compte de CO, CO2, HCN, HCl, HBr, SO2, NOx, HF) ;

- Il est nécessaire d’utiliser une méthode d’analyse spécifique des fumées mieux adaptée aux contraintes et évolutions techniques que celles décrites dans l’arrêté du 4 novembre 1975 et de ses modifications (par exemple en utilisant les outils mis à disposition par l’ISO TC92) ;

- L’utilisation d’un modèle additif d’effets des gaz et de valeurs seuils d’exposition (incapacitation) admises par les toxicologues et présentes dans la littérature ouverte.

- 6 -

3 IMPORTANCE DE LA PRISE EN COMPTE DE LA TOXICITE

3.1 ETUDES STATISTIQUES

L’objet de ce paragraphe est de récapituler l’ensemble des statistiques disponibles au niveau national et international sur les causes de décès ou d’incapacitation liés à la toxicité des fumées en cas d’incendie dans le bâtiment.

Il est à noter que très peu de données sont disponibles concernant la répartition des causes de décès (par brûlures et/ou asphyxies).

Un manque de donnée concernant les statistiques Française est à noter. Il aurait été souhaitable de croiser les données entre localisation des décès (ERP, habitat, autres …) et les causes associées (létalité, incapacitation).

Dans le cadre de toutes les études statistiques énoncées ci-après, aucune d’entre-elles ne précise les causes de décès ou incapacitation par rapport aux types de lieux (ERP, habitations, …).

Enfin, l’ensemble des décès dus aux feux n’est pas comptabilisé :

• les victimes découvertes sur les lieux du sinistre sont considérées par le Ministère de l’Intérieur ;

• les décès survenant dans les 8 jours après le sinistre sont associés au sinistre initial, contrairement à ceux constatés plus tard. Le Professeur BAUD (Service de Réanimation Médicale et Toxicologique – Lariboisière – Fernand Widal – Groupement hospitalier universitaire Nord) considère que l’ensemble de ces victimes, omises dans les statistiques des incendies, représente approximativement un tiers des décès effectivement comptabilisés.

Suite du Rapport Page Suivante

- 7 -

3.1.1 Causes des décès liés au feu

3.1.1.1 Etats-Unis

Les statistiques concernant la toxicité des fumées dans le bâtiment ont été compilées par J. Hall, 2008 0. Le graphe ci-dessous résume les causes de décès au USA entre 1979 et 2005.

Evolution causes de décès au USA entre 1979 et 2005

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

1979

1980

1981

1982

1983

1984

1985

1986

1987

1988

1989

1990

1991

1992

1993

1994

1995

1996

1997

1998

1999

2000

2001

2002

2003

2004

2005

Années

Nom

bre

de v

ictim

es

AutresBrûlureInhalation fumée

Figure 1: Causes de décès au USA entre 1979 et 2005

Les détails des décès liés aux incendies ayant eu lieu dans le bâtiment sont présentés ci-après.

Evolution causes de décès au USA entre 1979 et 1998 liés aux incendies de bâtiment

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

1979 1980 1981 1982 1983 1984 1985 1986 1987 1988 1989 1990 1991 1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998

Années

Nom

bre

de v

ictim

es

Autres causes

Causes inconnues

Brûlure

Inhalation de fumées

Figure 2 : Causes de décès au USA entre 1979 et 1998 liés aux incendies de bâtiment

- 8 -

L’analyse détaillée de ces statistiques montre que, bien que le nombre total de décès ne cesse de diminuer, la part imputable à l’inhalation de fumées croit. Cette part est bien plus importante dans les feux de bâtiments que dans les autres feux. En résumé, on meurt plus par inhalation de gaz toxiques dans les bâtiments et par brûlure dans les autres feux. La plupart des victimes décédées par inhalation de la fumée sont retrouvées à une distance souvent importante du foyer.

Hall a exploité à la date de cette publication importante (1995, révisée en 2008) des données de 1979 à 1998. Il indique par ailleurs que le rapport entre décès par inhalation et par brûlure est probablement en 1995 de l’ordre de 3 pour 1, soit 75 %.

Levin [2] apporte des précisions intéressantes. En 1990, 76% des décès dans le feu seraient imputables à l’inhalation de gaz toxiques [3]. Ce pourcentage a subi une croissance de 1% par an de 1979 à 1990.

Basé sur des analyses démographiques et des données sur la fréquence des incendies [4], il a été estimé qu’entre 310 000 et 670 000 individus aux USA sont exposés aux fumées d’incendie chaque année (à l’exception des pompiers). Ceci est à comparer entre la moyenne des 3 318 civils morts lors d’un incendie et les 11 505 civils ayant subit des lésions annuellement lors des incendies, imputables partiellement à l’inhalation des fumées.

Selon Hall 1996 [5], pour la plupart des décès aux USA par inhalation, l’origine du feu n’est pas localisée dans les chambres (Tableau 3-1), contrairement aux statistiques du Royaume Uni. Ces statistiques sont inversées aux USA, concernant les décès par brûlures où l’origine des incendies est le plus souvent situés dans les chambres (Tableau 3-2 a et b).

Dégât lié au feu

confiné à la pièce origine du feu

Dégât lié au feu au delà de la

pièce d’origine

Toutes tailles de feu

Victimes dont l’origine du feu est dans la pièce

d’origine ? 7,3 % 12,4 % 10,8 %

Victimes dont l’origine du feu est ailleurs 14,3 % 65,8 % 80,1 %

Victimes dont l’origine du feu est non déterminé 0,0 % 0,1 % 0,1 %

Total des victimes quelque soit le lieu 21,7 % 78,8 % 100 %

Source NFPA 1986-1990 NFIRS, NFPA survey

Tableau 3-1 :Pourcentage des décès par inhalation selon la localisation et la taille du feu

- 9 -

Dégât lié au feu



pièce d’origine


Victimes dont l’origine du feu est dans la pièce

d’origine ? 39,4 % 33,5 % 73,0 %




(a) : Pourcentage des décès par brûlures

Dégât lié au feu



pièce d’origine


Victimes dont l’origine du feu est dans la pièce ? 13,0 % 30,1 % 43,1 %




(b) : Pourcentage des décès par brûlures et par inhalation

Tableau 3-2 : (a) Pourcentage des décès par brûlures (b) Pourcentage des décès par brûlures et par inhalation, selon la localisation et la taille du feu

Selon une étude réalisée par Beitel et al. [6], les causes de décès dans le Maryland durant la période de 1972-1977 sont principalement liées à 75 % à l’inhalation de fumées toxiques, et plus précisément le monoxyde de carbone. Ces résultats sont en adéquation avec Hall.


- 10 -

De plus, une analyse des décès liés aux incendies à bord des bateaux de la US Navy entre 1960 et 1986 a été réalisée (Tableau 3-3). Les décès présentés dans ce tableau ont ceci de spécifique qu’ils concernent une population entraînée puisqu’il s’agit de militaires, et ils ont eu lieu dans des espaces clos.

Nombre de morts Causes de décès

85 Asphyxie, inhalation de fumée ou d’asphyxiant, empoisonnement au CO ou CO/CO2 ou fumées

asphyxiantes

35 Autre, Brûlures, etc.

199 Causes non spécifiées

319 Total

Tableau 3-3 :Nombre et cause des décès sur les bateaux de l’US Navy

Dans le cadre de cette étude, la part des asphyxies représente environ 70 % sur les causes renseignées.

3.1.1.2 Royaume-Uni

Selon le rapport « Fire statistics », UK 2006 [7], les causes de décès en cas d’incendie les plus couramment identifiées sont dues aux gaz ou aux fumées. En 2006, la répartition des causes de mortalité est présentée ci-dessous.

L’analyse de ces statistiques (Figure 3) montre que sur 491 décès enregistrés entre 1996 et 2006, 40 % d’entre eux sont liés à l’inhalation de fumées, 21 % à inhalation des gaz et des brûlures et seulement 23 % concernent des brûlures uniquement.

Non spécifié13%

Autre3%

Brûlés et Asphyxiés par des gaz ou des fumées

21%

Brûlés23%

Asphyxiés par des gaz ou des fumées

40%

Figure 3 :Cause des décès entre 1996 et 2006 au Royaume Uni

- 11 -

3.1.1.3 En France

Selon une étude réalisée par l’expert Feu du consortium PlasticsEurope/SFEC/SNEP/SNPA/STR-PVC/GPIC [8], le Tableau 3-4 résume les statistiques de des incendies et de leurs conséquences en terme de décès en France en 2008.

Nfeux

(Nombre de feux)

Nmorts

(Nombre de morts) feux

morts

N

N

Habitations 84 626 295 0,3 %

ERP avec locaux à sommeil 1 681 7 0,4 %

ERP Sans locaux à sommeil

6 481 16 0,2 %

Tableau 3-4 :Incendies et de leurs conséquences en terme de décès en France en 2008

En France, en 2008, il y a eu 13 fois plus de morts dans les feux d’immeubles d’habitations que dans les feux d’ERP, que ceux-ci comprennent des locaux à sommeil ou non. Les ratios de morts par incendie restent toutefois comparables.

Selon une étude de la brigade de sapeurs-pompiers de Paris (BSPP), le nombre de décès en cas d’incendie entre 1972 et 2008 sur le secteur BSPP (départements 75, 92, 93, 94) est présenté par la Figure 4.

Nom

bre

de v

ictim

es

Année

Figure 4 :Nombre de personnes découvertes ou déclarées décédées sur feux depuis novembre 1972

Depuis de nombreuses années, sur le secteur de compétence de la BSPP, le nombre moyen annuel de décès constatés lors des feux rapporté à la population défendue est plus important que celui de la moyenne nationale, avec un pic constaté régulièrement durant la période hivernale (décembre, janvier, février, parfois mars).

Au cours des 3 dernières années, sur le secteur de compétence de la BSPP, plus de 50 % des décès constatés dans les feux immeubles d’habitations, l’a été dans des immeubles de la 3ème famille (habitations dont le plancher bas du logement le plus haut est situé à 28 m au plus au dessus du sol utilement accessible aux engins des services de secours et de lutte contre l’incendie – arrêté du 31 janvier 1986 modifié).

- 12 -

Ces valeurs sont à comparer à celles concernant les accidents de la Vie Courante (AcVC). Les AcVC mortels ont pour causes les plus fréquentes, par ordre décroissant : les chutes, des suffocations, les noyades, les intoxications, l’exposition aux flammes et à la fumée [9].

Mais, pour un nombre conséquent de ces AcVC, le facteur d’exposition n’est pas précisé dans le certificat de décès.

A titre d’exemple, les données recueillies pour l’année 2000 sont les suivantes : 20 817 décès par AcVC.

Suffocations et autres accidents affectant la respiration

16%

Noyades et immersions accidentelles

5%

Intoxications accidentelles par des substances nocives et exposition à

ces substances5%

Expositions à la fumée, au feu et aux flammes

2%

Causes autres précisées3%

Chutes accidentelles26%

Expositions accidentelles non précisées

43%

Figure 5 : Répartition des décès par AcVC en 2000

Pour 2004, les données recueillies sont : 18 548 décès par AcVC.

Intoxications9%

Expositions à la fumée, au feu et aux flammes

5%

Noyades10% Chutes accidentelles

50%

Suffocations26%

Figure 6 : Répartition des décès par AcVC en 2004

- 13 -

0

100

200

300

400

500

600

700

800

1982 1990 1 999 2000 2001 2 002 2003 2004

Année

Nom

bre

de d

écès

par

le fe

u

Figure 7 : Evolution du nombre de décès par le feu selon le bulletin épidémiologique hebdomadaire (BEH) publié par l’Institut de veille sanitaire (Invs) décès sur place +

hôpital

3.1.1.4 Au Japon

Le nombre de victimes décédées lors des incendies à Tokyo de 2001 à 2005 est présenté par la Figure 8.

Nom

bre

de d

écès

Année

Figure 8 : Nombre de victimes décédées sur feux à Tokyo de 2001 à 2005

NB : Il y a moins d’incendie et plus de décès en proportion par rapport à la France.

Près de 50 % des victimes décédées étaient âgées de 65 ans et plus. A Tokyo, le nombre moyen annuel des victimes décédées sur feux s’élève à 138. Proportionnellement à la population défendue, ce chiffre est supérieur de 10 % à celui enregistré dans Paris intra-muros.

- 14 -

3.1.2 Causes des incapacitations liées au feu

3.1.2.1 Etats-Unis

Les causes principales d’incapacitation aux USA sont pour 40 % liés à l’inhalation des fumées tout age confondu. Victime vu sur place ou traitée

Lésions

Tout ages

Moins de 5 ans

5-9 ans

10-14 ans

15-17 ans

18-19 ans

20-24 ans

35-49 ans

50-64 ans

65-74 ans

75-84 ans

85 ans et

plus

14 ans et moins

65 ans et

plus

Inhalation des fumées

40% 60% 56% 37% 43% 35% 36% 37% 38% 45% 47% 53% 51% 47%

Brûlures thermiques

27% 16% 20% 30% 27% 31% 31% 28% 26% 20% 19% 14% 22% 19%

Brûlures et inhalations des fumées

14% 13% 14% 10% 10% 12% 12% 15% 17% 15% 18% 14% 12% 16%

Difficultés respiratoires

5% 3% 4% 6% 5% 4% 4% 5% 6% 9% 7% 11% 4% 9%

Autres symptomes

14% 8% 7% 16% 15% 18% 18% 15% 12% 10% 9% 8% 11% 9%

Source : NFIRS et NFPA survey

Tableau 7 : Répartition des lésions liés aux incendies domestiques, par âge, nature aux USA entre 2002 et 2005

Brûlures thermiques27%

Brûlures et inhalations des fumées

14%

Autres symptomes14%

Difficultés respiratoires 5%

Inhalation des fumées40%

Figure 9 : Répartition pour tout âges des lésions engendrées par les incendies domestiques victimes vivantes

Il est à noter que de manière générale, certaines personnes ayant été intoxiquées peuvent être mortes et ainsi ne pas figurer dans les statistiques liées à l’incapacitation du fait de leur décès. Ceci montre aussi que la toxicité est prépondérante et est un facteur de risques très important par rapport aux brûlures.

- 15 -

3.1.2.2 Royaume-Uni

Selon le rapport « Fire statistics », UK 2006 [7], les causes d’incapacitation en cas d’incendie les plus couramment identifiées sont dues aux gaz ou aux fumées. En 2006, la répartition des causes d’incapacitation est présentée ci-dessous.

Figure 10 : Cause d’incapacitation entre 1996 et 2006 au Royaume Uni

La chute du nombre de brûlés et de personnes ayant inhalées des gaz toxique au Royaume-Uni provient dès les années 1988 de l’introduction des détecteur de fumée dans les habitations, ainsi que des exigences fortes d’allumabilité des meubles rembourrés.

Pour les incapacitations non létales, les données sont encore plus difficiles à obtenir. La référence présente les statistiques obtenues au Royaume-Uni sur les effets des incendies n’ayant pas entraîné de décès. Elles sont résumées dans le graphe ci-dessous.

Victimes non décédées des incendies, Royaume-Uni, 1992-1998

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998

Années

Nom

bre

de v

ictim

es

Nombre total de blessés par le feu

Nombre de blessés suite à une exposition aux gaz et fumées

Figure 11 : Victimes non décédées des incendies, Royaume-Uni, 1992-1998

- 16 -

Le nombre de victimes non décédées dans les incendies suite à l’inhalation de fumées est de l’ordre de 30 % à 40 %. Cette valeur est à comparer aux valeurs de létalité. Elle montre que le risque toxique engendre principalement des décès. Le nombre relativement bas (en proportion) des blessés suite à l’inhalation montre que la survie est bien plus compromise que pour les autres effets du feu.

3.1.2.3 En France

Selon une étude réalisée par l’expert Feu du consortium PlasticsEurope/SFEC/SNEP/SNPA/STR-PVC/GPIC [8], le Tableau 3-5 ci-dessous résume les statistiques des incendies et de leurs conséquences en terme de blessés et le degré de gravité en France en 2008.

Nfeux

(Nombre de feux)

Ngraves

Nombrede blessés graves

feux

graves

N

N

Nlegers

Nombrede blessés légers

feux

legers

N

N

Habitations 84 626 846 1,0 % 7 969 9,4 %

ERP avec locaux à sommeil

1 681 48 2,9 % 300 17,8 %

ERP sans locaux à sommeil

6 481 27 0,4 % 428 6,6 %

Tableau 3-5 : Incendies et de leurs conséquences en terme de blessés en France en 2008

En France, en 2008, l’écrasante majorité des morts, blessés graves et blessés légers constatés dans les incendies de bâtiments l’a été dans l’habitation.

En revanche, la proportion de blessés, graves ou légers, est plus importante dans les ERP comportant des locaux à sommeil, probablement du fait d’une moins grande familiarité des occupants avec les lieux.

Ces deux constats justifient à la fois :

• le niveau d’exigences du règlement de sécurité actuellement en vigueur en France ;

• le besoin de renforcer celles de l’arrêté du 31 janvier 1986 afin de limiter l’occurrence de feux dans les habitations.

Il est à noter l’importance de la localisation des feux par rapport à la proportion et le nombre de décès ou d’incapacitations.

3.2 ETUDES NUMERIQUES PROBABILISTES

L’impact des effets du feu sur les personnes peut être étudié, avec certaines précautions, à l’aide d’outils de modélisation. Les modèles employés peuvent être analytiques, de zone ou de champs, et ceux-ci donnent accès à des informations en quantités et de qualités différentes. Notamment, les outils de zone permettent l’étude de la propagation du feu et des fumées par une approche simplifiée sans être simpliste et qui, du fait de la rapidité de résolution, donnent accès à l’exploration d’un grand nombre de configurations pour un cas donné, et ainsi à des statistiques.

Une telle étude paramétrique sur plusieurs dizaines de milliers de cas, permet de mettre en évidence un comportement statistique général en ce qui concerne les différents mécanismes d’incapacitation (thermique, toxique) : En premier lieu, l’incapacitation liée à la température

- 17 -

de l’atmosphère autour de la personne intervient généralement avant l’incapacitation liée au flux thermique radiatif. Ensuite, l’incapacitation liée à l’anoxie intervient bien après celle liée à la présence de gaz toxiques. Enfin, les risques toxiques sont très généralement prépondérants devant les risques thermiques : on meurt donc plutôt intoxiqué que brûlé, ce qui est corroboré par l’expérience.

L’utilisation d’un modèle de champ permet d’explorer plus finement les modèles d’incapacitation existants, et de réaliser une confrontation de ceux-ci.

Appliquée aux outils de quantification des effets thermiques et toxiques, cette dernière a montré que :

- Dans le cas des effets thermiques, l’utilisation en première approche des critères de température et de flux incident est très sécuritaire par rapport à la notion de dose thermique. Cette dernière, plus délicate à employer, permet néanmoins d’affiner l’analyse si les seuils sont dépassés ;

- Dans le cas des effets toxiques, la sélection des seuils et des modèles est très complexe. Les modèles sont très limités pour des expositions courtes. Les modèles de dose les plus complets, disposant d’un seuil de type concentration*temps semblent les plus adaptés, mais ils nécessitent des connaissances importantes. Les situations les mieux maîtrisées sont celles où les teneurs en gaz toxiques sont assez fortes. Il serait nécessaire de réaliser des études plus poussées en ce qui concerne les expositions longues à des teneurs en gaz faibles.

4 ÉTAT DE L’ART DE LA PRISE EN COMPTE DE LA TOXICIT E

4.1 BATIMENT DANS LE MONDE

Deux grands types de réglementations liées aux dangers de l’incendie coexistent actuellement dans le monde : l‘approche descriptive basée sur le respect de dispositions purement réglementaires, et l’approche par objectifs qui consiste, par utilisation des outils d’ingénierie de la sécurité incendie, à vérifier/garantir le niveau de sécurité d’un établissement. Les objectifs de sécurité sont dans ce cas réputés satisfaits par le non-dépassement des seuils des critères de performance associés.

La plupart des réglementations incendie traitant de la toxicité des fumées identifiées dans le présent rapport sont basées sur une approche purement descriptive, mais quelques pays prennent en considération les deux démarches, l’approche par objectif restant à ce jour souvent limitée à un simple complément d’une réglementation descriptive qui fait référence.


- 18 -

Réglementations relatives à la toxicité des fumées d'incendie dans les constructions [48][49][50][51][ 52][53][54].

Pays

R é g l e m e n t :

(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés

(RD : réglementation descriptive

RO : réglementation par objectifs)

Précisions/Evolutions/ Etudes en cours



Allemagne D/O

Les critères de toxicité des produits de construction sont applicables pour les zones à hauts risques (chemins d’évacuation) des ERP, où les matériaux doivent être classées A2 (non combustibles).

La détermination de la toxicité des gaz d’incendie est décrite dans l’annexe C de la norme 4102, partie 1. L’essai au four tubulaire de mesure de toxicité par inhalation fait l’objet de la norme 53436. Cette méthode dynamique utilise un courant d’air de 100 litres/heure. Les animaux (au moins cinq rats) sont exposés pendant au minimum 5 minutes. Le taux de COHb dans le sang des animaux est mesuré ainsi que le taux de mortalité (nombre de décès/nombre d’animaux étudiés) pendant 14 jours.

Étant donné que les systèmes européens de classification harmonisée et d’essais réglementaires ne requièrent plus d’essais de mesure de toxicité pour les matériaux de construction, et comme l’essai allemand de toxicité fait l’objet de la norme 4102, il est utilisé uniquement dans des cas exceptionnels, à la demande des autorités.

Les essais avec animaux ne sont plus utilisés ; la toxicité des fumées est déterminée analytiquement. Le test deviendra obsolète lors du retrait de la norme DIN 4102 et, à ce jour, l’Allemagne n’a pas communiqué ses critères de toxicité à la commission européenne.

Il n’existe pas de réglementation descriptive, ni d’approche par objectifs, mais des études sont réalisées.

Organisme en charge des études de toxicité :

Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule - Institut für Hygiene und Umweltmedizin - Pauwelsstr. 30 - D-52074 Aachen

Royaume-Uni O (facultatif) L’essai au four tubulaire est employé pour évaluer les quantités d'espèces toxiques présentes dans les effluents émis, en considérant différentes gammes de conditions de feu (BS 7990, 2003)

L'utilisation d'un code de conduite relatif à l'évaluation des dangers liés à la santé et à la vie, et occasionnés par l'incendie (BS 7899-1, 1997 - BS 7899-2, 1999) est préconisée. Ce code permet d'évaluer la toxicité des effluents, l'opacité des fumées et les paramètres thermiques, afin d'établir une analyse des dangers occasionnés par un feu et la détermination des durées d'incapacité/décès.

Australie D (facultatif) Il est recommandé d'évaluer la toxicité liée aux plastiques et aux caoutchoucs (AS SAA HB 37.3, 1993) ainsi qu'aux matériaux de construction (AS SAA HB 37.4, 1994) et aux textiles (AS SAA HB 37.5, 1995)

Autriche Néant Aucun critère ni test liés à la toxicité ne sont actuellement mis en place, mais la question est à l'étude.

- 19 -

Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






Chine D

Méthode de tests dérivée des standards ISO TR 9122-2 et 9122-4, DIN 53436 et JIS A 1321.

Spécifications du test :

- matériau analysé : 3 ou 4 échantillons de longueur maximale 400 mm. Détermination de la masse des matériaux basée sur la concentration des fumées ;

- matériel utilisé : appareil générateur de fumées similaire à celui de la norme DIN 53436, cage à souris rotative identique à celle de la norme JIS A 1321, les méthodes de test et d’évaluation sont identiques à celles de l’ISO TR 9122-2 et les durées identiques à l’ISO TR 9122-4 ;

- durées du test : 30 minutes d’exposition à la toxicité, 14 jours d’observation après l’intoxication.

Critère de réussite : Les matériaux composites (panneaux sandwiches) sont classés A si une concentration des fumées inférieure à 25 mg/l n’occasionne aucun décès.

Nota : la méthode DIN 53436 intéresse 5 à 20 rats dont les têtes, ou les corps entiers, sont exposés pendant 30 minutes à un courant d’air chaud (200 °C, 600 °C).

L’utilisation de matériaux de construction en Chine se conforme à la Loi du Feu de la République de Chine (mise en œuvre en 1984). En pratique, les critères de performance et les champs d’application pour les matériaux sont précisés dans des lois et réglements tels que :

- code de protection de l’incendie pour la conception des bâtiments ;

- code de protection de l’incendie pour les IGH ;

- code de protection de l’incendie appliqué aux aménagements intérieurs.

Afin de déterminer le comportement au feu des matériaux de construction, le « China State Bureau of Quality and Technical Supervision » a défini une norme de classification et de comportement au feu des matériaux de construction, dans laquelle la classification du comportement au feu des matériaux est spécifiée, ainsi que les paramètres techniques et les méthodes de tests qui déterminent s’ils satisfont aux exigences requises.

Particulièrement en ce qui concerne les produits d’isolation thermique, les exigences de sécurité incendie incluent la toxicité. La norme GB/T 20286-2006 précise le classement de réaction au feu des produits d’isolation thermique dans les ERP.

Etats-Unis

D

(dans certains états, mais rien au niveau fédéral)

L’ASTM a développé une méthode de tests afin de déterminer le potentiel toxique des fumées produites par un matériau quand il se trouve exposé à un flux radiatif de 50 kW/m² pendant 15 minutes.

A noter également l’existence de la méthode d’essai NFPA 269 :2007, « Standard Test Method for Developing Toxic Potency Data for Use in Fire Hazard Modeling »

Le règlement relatif aux constructions de 1997, comme celui associé aux bâtiments officiels de 1999 (Building Officials and Code Administrators Basic Building Code), mentionne des critères associés à la notion de toxicité des fumées d’incendie. Initialement limités aux matières plastiques, ces critères ont été étendus aux aménagements intérieurs des murs et des plafonds. Ces règlements exigent que les matériaux utilisés ne dégagent pas, lors de leur combustion, plus de produits toxiques que ceux émis dans les mêmes conditions par du bois non traité.

- 20 -

Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






Eta

t de

New

-Yor

k

D

Les exigences mentionnent l’utilisation de la méthode de test UPITT (essai au four tubulaire de l’université de Pittsburgh)

Les tests sont réalisés en exposant, pendant 30 minutes, les têtes de 4 souris à un courant d’air chaud issu d’un four tubulaire porté progressivement à une température de 600 °C. Ils pe rmettent notamment l‘analyse des composés CO, CO2, O2, HCN et la détermination des LC50, RD50, LT50 à 10 ou 30 minutes.

L’état de New York dispose de règlements qui spécifient que le niveau de toxicité de tous les matériaux de construction des aménagements intérieurs doit être évalué et répertorié.

Depuis décembre 1986, New York est devenu le premier état de la nation à demander que les données de toxicité liées à la combustion de matériaux de construction spécifiés, et aux produits d’aménagement, soient répertoriées et rendues accessibles au public.

Les résultats obtenus devront compléter ceux de la ville de New York et être placés dans une base de données commune, mais il n’existe pas de règles concernant les seuils d’acceptation des critères. L’état de New York souhaitait que les législateurs utilisent la base de données pour sélectionner des matériaux au regard de la toxicité des fumées mais, en l’absence de critères spécifiques, cela n’a pas été fait.

Etats-Unis

Vill

e de

New

-Yor

k

D

Tous les matériaux de construction sont évalués au regard de la toxicité des fumées qui leur est associée.

Test UPITT

(cf. essais utilisés dans l'état de New-York)

Le critère spécifie que les matériaux doivent atteindre une performance de toxicité (LC50) inférieure ou égale à celle du bois. La méthode de test UPITT est utilisée pour cette évaluation. Les résultats des tests sont soumis au MEA de la ville de New York, et un certificat d’utilisation est fourni. Les conditions de test, qui sont spécifiées par la ville, ont été modifiées afin que la plupart des matériaux soient conformes à la réglementation.

Mas

sach

usse

tts

Néant actuellement

Une analyse des méthodes de tests actuelles dans les domaines de la toxicologie et de la combustion doit être menée afin de recommander au gouverneur l’adoption dans l’état de méthodes d’appréciation :

. de la toxicité et de la combustion ;

. du potentiel de dégagement de fumées de tous les matériaux de construction ainsi que des meubles utilisés en grande quantité dans les constructions à risques (en fonction de leur hauteur, de leur utilisation, de l’accès au public, du taux d’occupation, de la localisation, du potentiel de risque de blessures ou de pertes de vies humaines en raison du feu).

Une commission gouvernementale sur la sécurité incendie et la toxicité liée à la combustion a pour mission de :

- conseiller le gouverneur, le bureau exécutif de la sécurité publique, le « State fire marshal » et le « Board of fire prevention regulations » sur les questions liées aux produits toxiques de combustion et aux constructions à risques,

- proposer des solutions pour améliorer la sécurité liée aux incendies.

Elle est notamment chargée de

- considérer la possibilité d’élaboration d’un règlement en complément d’un système de base de données qui aborde les problèmes de sécurité incendie liés à la toxicité et à la combustibilité des matériaux utilisés dans les constructions et dans le mobilier

- proposer des méthodes et suggérer une terminologie, appropriées à la toxicité et à la sécurité incendie, et susceptibles d’être ajoutées au règlement de sécurité incendie de la communauté.

- 21 -

Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






Etats-Unis, Nouvelle Zélande, Canada, Australie

O Méthode ISI décrite dans l’INTERNATIONAL FIRE ENGINEERING GUIDELINES (IFEG)

Les exigences de toxicité des fumées sont retenues de manière simplifiée dans les critères de performance à évaluer.

Japon

D

+

O

(toxicité intégrée à l'étude de

désenfumage)

La notification n°1231 détermine le point d’incapac itation d’animaux. Le test, basé sur l’essai anglais de propagation de flamme, inclut l’utilisation d’un four tubulaire.

Le matériau à analyser est chauffé dans un four et les produits de décomposition sont transférés dans une chambre de mélange, avant d’être injectés dans une chambre d’exposition où des souris sont placées dans des cages rotatives individuelles. Le test met en évidence le temps d’incapacitation des souris, qui est défini par la durée après laquelle elles cessent de faire tourner leur cage. Les produits de combustion dégagés par le matériau dans des conditions spécifiées doivent être moins toxiques que ceux associés à la combustion d’une planche de Lauan rouge (bois japonais) utilisée comme référence.

L’échantillon testé est carré (22 mm de côté) et présente une épaisseur égale à 15 mm. Les résultats issus d’autres méthodes de tests sont souvent également acceptés si le contenu organique du produit testé n’excède pas 400 g/m².

L’utilisation des matériaux de construction est réglementée par la Loi sur le Bâtiment (Building Standards Law : BSL) applicable à compter du 16 novembre 1950. Certains matériaux utilisés dans les constructions résistant au feu doivent être conformes aux critères de toxicité et de densité des fumées pour être certifiés par le ministère de la construction (Tsuchiya, 1977).

Une révision du BSL a été réalisée en 2000. Cette révision a amorcé un processus performantiel.

Sous le BSL, le ministre du Land, de l’infrastructure, du transport et du tourisme déléguait à des organismes le développement et l’évaluation des dispositifs de classification et des méthodes de tests relatifs aux matériaux de construction en matière de sécurité incendie. Actuellement, la notification n° 1231 de 1976 est toujours valide est est utilisée pour évaluer la toxicité des effluents issus des produits de construction. Cependant, si un produit de construction émet un débit calorifique faible au cours du test au cône calorimètre, il peut alors être exempté du test de toxicité.

Canada Néant

Deux organisations pourraient jouer un rôle important : le département de la consommation et des corporations ainsi que le conseil national de recherches du Canada. Le premier a le pouvoir de retirer du marché tous les biens considérés comme dangereux pour la sécurité du public. Le second parraine les comités associés du Code National du Bâtiment (CNB) et du Code national de prévention des incendies du Canada. Au besoin, ces deux agences veilleront, si une méthode appropriée de détermination du danger devient disponible, à la promulgation de règlements relatifs à la toxicité liée aux incendies.

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Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






France D

Analyse de HCN et HCl au four tubulaire sous azote à 700 °C , selon NF X 70-100 modifiée.

Procès-Verbal de la réunion du Comité d’Etude et de Classification des Matériaux et Eléments de Construction par rapport au danger d’Incendie (CECMI) du 07 avril 2003 portant sur la séance du 10 décembre 2002 – DDSC/SDDCPR/DDSC6/VG/PD/N°190 : modification des conditions expérimentales.

Procès-Verbal de la réunion du CECMI du 04 août 2008 portant sur la séance du 8 janvier 2008 – DDSC/SDGR/BRIRVC/SG/PD/N° : exclusions des sièges dépendant de l’AM18

L’arrêté du 4 novembre 1975 portant réglementation de l’utilisation de certains matériaux et produits dans les Etablissements Recevant du Public, et modifié par l’Arrêté du 1er décembre 1976 précise les conditions d’emploi des matériaux de synthèse dans les aménagements intérieurs des locaux accessibles au public. Il a pour but de contrôler la production d’HCl et d’HCN au cours d’un sinistre en limitant l’utilisation de matériaux contenant du chlore et de l’azote (Gad & Anderson, 1990) dans le volume concerné.

Sont concernés les matières plastiques, les fibres et textiles synthétiques, les élastomères, les peintures, les vernis et les colles, ou d’une façon plus générale, tout matériau n’existant pas à l’état naturel - même si la matière de base est naturelle - et dont la composition est telle que de l’azote ou du chlore peut en être libéré sous forme d’acide cyanhydrique (HCN) ou d’acide chlorhydrique (HCl), à l’exclusion des matériaux classés M0 ou M1. En particulier, les matériaux d’isolation incorporés dans les parois verticales non protégées par un écran thermique – dépendant de l’article AM8 du règlement de sécurité – sont susceptibles d’être concernés par cet arrêté. Les sièges dépendant de l’AM18 sont exclus du champ d’application de cet arrêté, suite à l’avis CECMI correspondant.

Aucun règlement n’est depuis venu compléter cet arrêté, et aucune disposition n’est encore prévue en ce qui concerne la détermination des principaux gaz toxiques rencontrés au cours d’un incendie (CO, HBr, HF, SO2, NOx …), bien que CO ait été évoqué dès l’origine de cet arrêté.

Les méthodes de dosage préconisées dans l’arrêté de 1975 sont désormais obsolètes et remplacées par les méthodes décrites dans la colonne « Essais utilisés »

Les résultats de ces mesures sont exprimés en mg/g de HCN et de HCl émis, et sont convertis en g/g d’azote (N) et de chlore (Cl) selon les formules précisées dans ledit procès-verbal. Dans ce calcul, certains matériaux sont affectés d’un coefficient correcteur selon leur emplacement (plafond, sol, ...), ou leur densité. En effet, il est considéré que les risques encourus sont plus importants pour les matériaux situés en plafond, ou de faible masse volumique (inférieure à 20 kg/m3), et moins importants pour les matériaux situés au sol. Les résultats ainsi obtenus prennent en compte l’hypothèse selon laquelle seul un tiers de la masse des matériaux de synthèse est impliqué dans la décomposition thermique durant la période nécessaire à l’évacuation de la zone sinistrée.

La masse totale des matériaux de synthèse concernés doit être telle que, par mètre cube du volume du local, la quantité totale d’azote (N) et de chlore (Cl) contenue et pouvant être libérée sous forme d’acide cyanhydrique ou d’acide chlorhydrique ne dépasse pas respectivement 5 g et 25 g.

La toxicité des effluents d'incendie pourrait être considérée dans les futures réglementations performantielles.

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Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






Pologne D

+ O (en cours)

Les tests incendie anciennement utilisés en Pologne et applicables dans le système de classification des règles de construction ont été remplacés par les euroclasses européennes et des essais de feu depuis 2002. Reste le test de toxicité national (PN-88/B-02855).

La méthode standard d’évaluation de la toxicité (PN-89/B-02855) est basée sur l’analyse des gaz toxiques dans les effluents du feu et sur la méthode du four tubulaire (DIN 53436). La chromatographie en phase gazeuse est utilisée pour analyser le CO, le CO2, et d’autres méthodes pour NO2, HCN, TDI, HF, HCl et SO2. Les tests sont pratiqués dans un tube en quartz chauffé par un four annulaire.

Les conditions du test sont :

- Vitesse du four : 20 mm/min ;

- Flux d’air (à contre-courant de la direction du mouvement du four) : 100 dm3/h ;

- Température de décomposition : 500 °C, 550 °C, 750 °C ;

- Longueur du tube en quartz : 1000 mm ;

- Diamètre du tube en quartz : 30 ou 40 mm ;

- Masse de l’échantillon : 5,4 g.

Les composés toxiques analysés sont définis comme la masse du produit de combustion généré par unité de masse de l’échantillon. Les composés gazeux toxiques formés sont évalués à partir des concentrations critiques pour chacun des composants appelées WLC50.

Concentrations létales de certains composés toxiques après 30 minutes d'exposition :

CO (3,75 g/m3), CO2 (196 g/m3), NO2 (0,205 g/m3), HCN (0,16 g/m3), HCl (1,0 g/m3).

Le danger toxique est évalué sur la base de la moyenne arithmétique des facteurs WLC50M à 500 °C, 550 °C et 750 °C (WLC50SM ).

Ce facteur permet de déterminer les produits toxiques de combustion dominants pour chaque matériau et de les classer en différents groupes en fonction de leur production toxique. Sur la base des valeurs des WLC50SM, les matériaux sont classés en trois catégories : très toxiques (PVC, caoutchouc ...), toxiques (viscose, PU, ABS, laine ...) ou faiblement toxiques (coton, bois dur, PS ...).

La Pologne a informé la commission européenne des modifications dans sa réglementation incendie, effectives à compter du mois d’août 2008. Les critères de toxicité restent identiques à ce qu’ils étaient.

Avec la notification numéro 2008/185/PL du 8 mai 2008, la Pologne a informé la commission européenne des modifications ci-après :

- Introduction des ajustements de sécurité incendie des représentants polonais dans la classification incendie européenne. Les dispositions prises devraient faciliter l’application en Pologne des produits de construction qui sont échangés librement sur le marché européen et qui supportent le marquage CE. Une annexe autorise l’application (pendant la période d’interim) des deux systèmes de classification de produits et matériaux – le système national actuel utilisé dans la réglementation et la classification européenne ;

- Prise en compte de l’évolution du jeu de normes polonaises, complété par les normes européennes approuvées par le comité européen de normalisation (CEN, CENELEC) et l’ISO.

Cela inclut les critères de toxicité polonais décrits dans le PN-88/B-02855 de 1988.

En Pologne, les critères de toxicité sont prévus dans les bâtiments, mais uniquement pour les revêtements de sols et de plafonds dans les ERP comme les hôpitaux, les écoles, les maisons de retraite, les cinémas et les bâtiments similaires. Les matériaux facilement combustibles peuvent être utilisés pourvu qu’ils présentent une faible toxicité.

La réglementation descriptive relative à la toxicité des fumées s’applique uniquement dans deux cas :

- zones présentant un risque d’incendie (notées ZL) où l’utilisation de produits d’aménagement intérieurs facilement inflammables et très toxiques n’est pas autorisée (critères définis dans la norme PN-88/B-02855),

- sièges dans les compartiments à partir de 200 adultes (ou 100 enfants), qui ne doivent pas être constitués de composants très toxiques.

Les critères de toxicité polonais pour les ERP ne varieront pas dans le futur proche. Cependant, un jeu de nouvelles réglementations est actuellement à l’étude et sera probablement introduite dans les deux ou trois prochaines années. Les réglementations ne seront pas prescriptives, mais basées sur la performance.

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Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






Russie D

Le dispositif de test de toxicité ainsi que la détermination de la toxicité sont décrits dans le paragraphe 4.20, et les critères de classification dans la partie 2.16.2 du GOST 12.1.044-89. Dans le test de toxicité des gaz de combustion du GOST 12.1.044-89 (partie 4.20), la toxicité (CL50) est déterminée à l’aide de tests sur animaux. Le dispositif correspondant peut être utilisé dans des conditions de feux couvants ou ventilés.

La chambre de test est composée de 3 volumes : la chambre de combustion contenant le dispositif de décomposition (0,003 m3), la « préchambre » contenant l’animal (0,015 m3) et la chambre d’exposition variable (volume compris entre 0,1 et 0,2 m3). Un four radiant (120 x 120 mm) et le porte-échantillon (120 x 120 x 25 mm) sont placés dans la chambre de combustion. Le radiateur est fixé sur la face supérieure de la chambre et présente un angle de 45° avec l’horizontal. La sur face exposée de l’échantillon et celle du four radiant sont parallèles, la distance entre-elles étant égale à 60 mm. Ce système est identique à celui de la chambre de combustion utilisée pour la détermination de l’opacité des fumées. La chambre d’exposition se compose d’éléments fixes et mobiles. Un ventilateur est situé en partie supérieure de la chambre. Sur une face de la section mobile sont mis en place : la membrane de sécurité, la préchambre, des raccords de connexion pour les analyseurs de gaz, le thermomètre permettant la mesure de la température en partie basse de la chambre. Actionner la partie mobile permet de faire varier le volume de la chambre d’exposition de 0,1 à 0,2 m3. Les échantillons de chaque matériau sont exposés à des flux thermiques associés à des augmentation de température de 50 °C. Ce test est réalisé pour p réciser la condition d’essai de feux couvants (50 °C inférieure à la tem pérature d’auto-inflammation). Le test est réalisé à une température égale à 750°C, et à un flux thermique de 65 kW/m². Les matériaux sont testés sous un des deux modes : feu couvant ou feu développé. Le mode le plus producteur d’effets toxiques est privilégié. Dans chaque expérience, 8 souris sont utilisées. La durée de l’exposition est égale à 30 minutes, mais elle peut être modifiée dans les limites de 5 à 60 minutes. La température de l’air dans la préchambre ne doit pas excéder 30 °C durant l’expos ition, et la concentration de l’oxygène ne doit pas être inférieure à 16 %. L’indice de toxicité CL50 est basé sur la concentration massique dans les effluents d’incendie (g/m3) mesurée dans la chambre qui conduit à la mort de 50 % des animaux pendant le temps d’exposition (de 5 à 60 minutes) et les 14 jours suivants. Les valeurs de LC50 utilisées découlent de l’accumulation de CO formé par unité de masse de l’échantillon et de la quantité limite de COHb dans le sang des animaux qui peut conduire à leur mort. Une détermination analytique des gaz comme CO,CO2, HCN, NOx, aldéhydes et d’autres substances, est également conduite. Toutefois, l’effet principal est dû à l’action du CO, mesuré à partir de COHb.

La classification du comportement au feu des produits de construction et les normes liées sont décrits dans la norme NPB 244-97. La toxicité des matériaux se subdivise en 4 classes au regard des résultats des essais et des exigences (cf. paragraphe 2.16.2 du GOST 12.1.044-89) ci-après :

Temps d’exposition (min)

5 15 30 60 Classement Dénomination

Indices de toxicité (g/m3)

T4 Danger

extrêmement important

< 25 < 47 < 13 < 10

T3 Danger important 25 - 70 47 - 50 13 - 40 10 - 30

T2 Danger modéré 70 - 210 50 - 150 40 - 120 30 - 90

T1 Danger faible > 210 > 150 > 120 > 90

La responsabilité de la sécurité incendie relève du « Ministry of the Russian Federation On affairs of a Civil Defense, Emergency Situations and Liquidation of the consequences of Acts of Nature », plus communément appelé MChS ou EMERCOM. La composante technique de l’EMERCOM, qui définit les systèmes normatifs et de certification est le « All-Russia Scientific Research Institute for Fire Protection », dénommé VNIIPO. Ces deux organismes produisent essentiellement un système où les matériaux peuvent être classés et certifiés en fonction de leur ignition, leur vitesse de propagation de flamme, la génération de fumée, la toxicité … Ils n’interviennent pas pour spécifier comment les matériaux sont en réalité utilisés dans les bâtiments et le transport.

L’utilisation des matériaux et le classement d’un bâtiment au regard de la sécurité incendie incombe au comité chargé de la rédaction des normes et des règlements liés à la construction, communément connu sous la dénomination SN&P. Cet organisme contrôle le fonctionnement de composants variés en cas d’incendies, tels que la capacité à maintenir la charge, l’intégrité de l’article lui-même ou la capacité à maintenir l’isolation thermique. Le référentiel de sécurité dépend de l’usage prévu pour l’ouvrage (stockage, bâtiment non accessible, résidentiel, accessible au public, etc …).

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Pays


(D : descriptif,

O : par objectifs)

Essais utilisés






Nouvelle-Zélande

O (demandé par les autorités lors des études)

Il n’existe aucune réglementation descriptive sur la toxicité des fumées. L’approche performantielle ne spécifie pas explicitement le recours à des critères de toxicité, mais ceux-ci sont demandés par les autorités lors des études. Dans l’évolution future de la réglementation, les critères d’évaluation de la toxicité des fumées seront spécifiés et iront vers une prise en compte de la FED.

Il est à noter que l’ISO TC92 « Fire Safety » traite des approches descriptives et performantielles relatives à la toxicité des fumées. Des méthodes de tests sont préconisées afin d’évaluer le danger toxique associé aux feux. Le développement de méthodes d’évaluation de la toxicité des effluents du feu a fait l’objet d’une mise à jour dans les documents ISO 13344 et 13571. Des méthodes analytiques de mesure des concentrations des composés générés lors de la combustion, comme le CO, le CO2, HCN, HCl, HBr, HF, les oxydes d’azote et l’acroléine y sont notamment présentées.

Nota : la plupart des moyens d’essais cités sont décrits dans la norme ISO/TR 16312-2 [55]

- 26 -

4.2 AUTRES DOMAINES (TRANSPORTS)

4.2.1 Transport automobile

Il n’y pas d’exigences sur le paramètre toxicité, tant dans le véhicule individuel que dans les autocars et autobus en France et en Europe. Néanmoins, ce point est à l’étude dans le cadre de l’abrogation de la Directive 95/28/CE.

4.2.2 Transport ferroviaire

4.2.2.1 France

L’exigence principale est de nature descriptive. La réglementation ferroviaire (arrêté du 1er juillet 2004) fait appel à la norme NF F 16-101. Elle implique la caractérisation de la toxicité des gaz émis par l’essai suivant la NF X 70-100 : la détermination de la toxicité des fumées se fait par dégradation thermique des échantillons du matériau dans un four tubulaire, puis par analyse des fumées par différents procédés chimiques. Les composés toxiques pris en compte sont CO, CO2, HCl, HBr, SO2, HCN et HF. Leur évaluation permet de calculer un indice caractéristique de la toxicité potentielle (Indice de Toxicité Conventionnel) du matériau soumis à des conditions de dégradation thermique. Pour réaliser cet essai, 20 g de matière sont nécessaires. Dans le cas d’un câble électrique, seule la gaine est testée. L’indice de toxicité ainsi obtenu sur la gaine est ramené à l’ensemble du câble en fonction du ratio de la masse de celle-ci sur celle de l’ensemble du câble.

Remarque : ce système caractérise aussi l’opacité des fumées

4.2.2.2 Royaume-Uni

L’exigence est de nature descriptive. Il est réalisé suivant la norme BS 6853 annexe B1. La méthode d’essai peut être le four tubulaire français ou la chambre à fumée ISO 5659-2 à 25 kW/m². Les gaz analysés sont identiques à ceux repris pour la France avec le monoxyde d’azote (NO) et le dioxyde d'azote (NO2) en plus. Le critère de toxicité retenu est le facteur R. Il est évalué à partir de la mesure des concentrations de gaz (en mg/g ou en g/m²) produits durant la combustion des matériaux pondérées de leur concentration critique relative.

Remarque : Le Royaume Uni caractérise aussi l’opacité des fumées

4.2.2.3 Italie

L’exigence est de nature descriptive. Le système italien, repris dans la norme UNI CEI 11170-3 (2005), utilise le même référentiel que le système français : toxicité des fumées selon la norme NF X 70-100-1 et -2.

Remarque : L’opacité est aussi déterminée selon le référentiel français

4.2.2.4 Allemagne

L’exigence est de nature descriptive. Le paramètre de toxicité a été introduit dans la dernière version de la DIN 5510-2 (2008). L’essai est réalisé à la chambre à fumée ISO 5659-2 et les gaz analysés par IRTF. Les gaz dosés sont identiques à ceux présents dans la BS 6853. Il est à noter que cet essai a été introduit récemment pour satisfaire aux exigences des Spécifications Techniques d’Interopérabilité sur le réseau trans-européen, en attente de la future norme européenne.

4.2.2.5 Pologne

L’exigence est de nature descriptive. Elle est similaire à celle exigible en France et est reconnue par les Spécifications Techniques d’Interopérabilité sur le réseau trans-européen, en attente de la future norme européenne.

- 27 -

4.2.2.6 Etats-Unis

Le système réglementaire est basé sur la NFPA 130. Le paramètre de toxicité des fumées n’est pas pris en compte mais celui de l’opacité est quantifié.

4.2.2.7 Futur système européen

L’exigence est de nature descriptive. La méthode proposée pour l’évaluation de la toxicité des fumées consiste à analyser les gaz émis lors de la combustion des matériaux dans la chambre à fumée ISO 5659-2 au moyen d’un spectromètre infrarouge à Transformée de Fourier (ISO 19702). L’évaluation de la toxicité des fumées se fait dans l’enceinte de la chambre à fumées. L’éprouvette est identique à celle utilisée pour l’opacité. Les fumées produites par la combustion du matériau sont accumulées dans la chambre. Après 4 min ou 8 min d’essai, un prélèvement est réalisé. La fumée est extraite de la chambre et dirigée vers un spectromètre infrarouge qui permet l’identification et la quantification des composés toxiques. L’essai est comparable à l’essai requis pour les matériaux du domaine maritime civil (MSC 61(67)) avec néanmoins quelques dispositions spécifiques. Les gaz évalués sont CO, CO2, HF, HCl, HBr, HCN, NOx et SO2. Cet essai est prévu pour l’ensemble des matériaux à l’exception des petites pièces pour lesquelles la norme NF X 70-100 est envisagée.

Il est à noter que le domaine ferroviaire s’ouvre à l’Ingénierie de sécurité Incendie, en particulier grâce à l’introduction de critères de performance. Les exigences fonctionnelles sont de type mise en sécurité des passagers et sont réalisées sur la base d’une approche ASET/RSET.

4.2.3 Transport maritime

4.2.3.1 Marine civile

Dans le domaine maritime civil, il existe une possibilité de recours à l’approche par objectifs (ISI) et une règle descriptive. Pour la règle descriptive, le critère de toxicité est déterminé conjointement avec le critère opacité des fumées. L’essai est décrit dans la résolution MSC 61(67) et constitue la partie 2 du code FTP. La méthode de détermination de l’opacité des fumées est reprise dans la norme ISO 5659-2. Le paramètre relevé est la densité optique maximum Dm ou Dsmax. Cette valeur correspond au maximum de la courbe de densité spécifique en fonction du temps pour un essai de 20 minutes. Les essais sont réalisés dans trois conditions : 25 kW/m² sans flammes, 25 kW/m² avec flammes et 50 kW/m² sans flammes. L’essai est réalisé à trois reprises dans chacune des conditions citées. Lors des deux dernières épreuves, l’analyse des gaz est effectuée lors de l’occurrence du Dm. La circulaire MSC 1001 préconise l’emploi de l’analyse GC(MS) ou IRTF (Infra Rouge à Transformée de Fourier). Les gaz évalués sont CO, HCl, HBr, HCN, HF, SO2, NOx. Il est à noter que la méthode est en cours de normalisation à l’ISO TC92/SC1/WG12 (projet ISO 21489) et que la révision du code FTP impose l’usage de la technique IRTF.

Le recours à l’approche performantielle est décrit dans la SOLAS Chap II-2, R17 (« Alternative Design and Arrangements »). La circulaire IMO MSC circ. 1002 “Guidelines on Alternative Design and Arrangements for Fire Safety” inclut la toxicité des fumes comme un des critères essentiels de l’analyse ( « Life Safety Criteria », voir paragraphe 6.3.4 de la circulaire IMO MSC circ. 1002)

4.2.3.2 Marine militaire

L’exigence est principalement de nature descriptive. Il existe deux référentiels en France : l’IT 4390, applicable aux navires de surface, et le RT10.4, applicable aux sous-marins. Le paramètre de toxicité est évalué de manière analogue. L’essai consiste à brûler une faible quantité de matériau et à analyser les gaz produits. Le modèle de dégradation est le four tubulaire de la norme NF X 70-100-2, mais il est utilisé à 350 °C et 800 °C. Ces deux

- 28 -

températures sont représentatives des températures de pyrolyse et de combustion vive d’un matériau, reproduisant ainsi deux stades de développement du feu. 20 gaz sont analysés à 350 °C et 15 à 800 °C pour le RT 10.4, la liste éta nt plus réduite pour l’IT 4390. Ensuite, un indice de toxicité est calculé à partir des concentrations obtenues.

Le recours à l’approche performantielle est décrit pour l’OTAN dans le Naval Ship Code ANEP-77 Chap VI, R14. La méthode fait appel aux circulaires OMI (IMO MSC circ. 1002 “Guidelines on Alternative Design and Arrangements for Fire Safety”).

4.2.4 Transport aéronautique

L’exigence est de nature descriptive et imposée par les constructeurs. L’analyse des fumées est réalisée dans la chambre à fumées utilisée pour la mesure de l’opacité des fumées (idem NF X 10-702). Le prélèvement est réalisé après 4 minutes et l’analyse par tubes Draeger ou méthodes physico-chimiques (Chromatographie, titrimétrie principalement). Les gaz les plus souvent mesurés sont CO, HCl, HCN, HF, SO2 + H2S, NO + NO2


Tableau de synthèse de la prise en compte de la tox icité par domaine dans les transports

Ferroviaire Marine

Automobile

France Royaume-

Uni Italie Allemagne Pologne Europe Civile

Militaire

(France)

Aéronautique

Référentiel Directive 95/28/CE

Arrété du 1er juillet 2004

NF F 16-101 BS 6853

UNI CEI 11170-3

DIN 5510-2

?

EN 45545 (à

paraître)

Directive 96/48/CE

IMO

SOLAS II-2

IT 4390

RT 10.4

FAR25 + exigences

constructeurs

Approche descriptive

- OUI OUI OUI OUI OUI OUI OUI OUI Exigences

constructeurs

Approche performantielle

- - - - - - OUI

(à l’étude) OUI OUI -

Gaz analysés - CO, CO2,

HCl, HBr, HF, HCN, SO2

CO, CO2, HCl, HBr, HF, HCN, SO2, NOx

CO, CO2, HCl, HBr, HF, HCN,

SO2


?


CO, HCl, HBr, HF,

HCN, SO2, NOx

20 gaz au total

CO, HCl, HCN, HF, SO2 + H2S, NO +

NO2

Méthode de prise en compte

- Modèle additif Gaz

individuels Modèle additif

Gaz individuels

Nature du critère

- Incapacitation Seuils ad-

hoc

Incapaci-tation (seuils spécifiques)

Seuils ad-hoc

5 PROPOSITION DE GUIDE METHODOLOGIQUE

5.1 GENERALITES

La toxicité n’est pas une caractéristique matériau. En fonction de l’environnement, de la disponibilité en oxygène, de l’attaque thermique, des flux reçus, des surfaces disponibles pour la combustion, la chimie de la combustion d’un matériau donné peut s’orienter selon différentes voies et produire des espèces en quantités très différentes [11][12][62].

A titre d’exemple, les deux graphiques ci-dessous illustrent les évolutions des taux de production en CO et CO2 pour deux matériaux de nature différente, soumis à la même attaque thermique normalisée au four tubulaire selon NF X 70-100.

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

0 300 600

Time (s)

Gas

con

cent

ratio

n (%

)

CO2

CO

Graphique 5-1 : Mesure de la production de CO et CO2 selon NF X 70-100 pour un exemple de PBT. Graphique limité aux 10 premières minutes de l’essai.

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

12.0

0 300 600

Time (s)

Gas

Con

cent

ratio

n (%

)

CO

CO2

Graphique 5-2 : Mesure de la production de CO et CO2 selon NF X 70-100 pour un exemple de SMC polyester. Graphique limité aux 10 premières minutes de l’essai.

Le rapport CO/CO2 est donc très variable en fonction de l’étape de dégradation atteinte lors de l’essai.

- 31 -

Il convient également de garder à l’esprit les points suivants :

- Les taux de production des espèces gazeuses diffèrent selon le régime de combustion. Les paramètres influents sont notamment :

o le combustible ;

o la disponibilité en oxygène ;

o la température ;

o les flux reçus et perdus ;

o les surfaces d’échange ;

o etc.

- Les espèces produites par la combustion sont emmenées à distance du foyer initial, et leur effet est lié :

o à la sensibilité et à l’activité des personnes ;

o aux concentrations (instantané) ;

o aux durées d’exposition (accumulation).

De plus, les effets thermiques liés à la chaleur des gaz et fumées produits, ainsi que les flux radiants qu’ils émettent jouent un rôle dans la sécurité des personnes en condition d’évacuation.

Il est donc nécessaire de déterminer un ou plusieurs scénarios d’exposition, qui permettront de répondre à la question des effets sur les personnes selon :

- le foyer et son développement ;

- les espèces produites par ce foyer et leur déplacement à distance du foyer origine ;

- l’évacuation des personnes, leur trajet et les éléments toxiques et thermiques auxquels elles sont soumises, en fonction du temps.

Enfin, il est utile de rappeler qu’en matière de toxicité, le danger est plus dû au contenu qu’au contenant. Par ailleurs, l’évolution des Règlements Thermiques conduit à une meilleure isolation des locaux et à des modifications de la ventilation et de la résistance des vitres à l’éclatement, ce qui change notablement les conditions d’accumulation de l’énergie thermique et des espèces toxiques générées.

5.2 OBJECTIFS

Les objectifs de cette méthodologie sont les suivants :

- Pouvoir éventuellement intervenir en complément du désenfumage selon IT 246 comme critère complémentaire d’évaluation de la performance, notamment pour certaines catégories de bâtiments plus sujets aux problèmes relatif à la toxicité:

o Locaux à sommeil ou à activité particulière (hôpital) ;

o Lieux sans désenfumage ;

o Grands atrium (défaut de stratification des fumées).

o Etc.

- Faire intervenir des foyers réalistes :

o En terme de cinétique ;

o En terme d’espèces produites, notamment en incluant les données concernant les espèces toxiques liées au contenu ;

- 32 -

- Pouvoir traiter tous les matériaux présents et pas seulement certains ;

- Prendre en compte plus d’espèces toxiques que seuls HCl et HCN, et notamment CO ;

- Considérer les aspects de cinétique de production et d’aéraulique (mouvement gazeux, disponibilité d’oxygène) ;

- Pouvoir traiter plusieurs scénarios et leurs variations possibles:

o Matériaux « usuels » / matériaux « à risque »;

o Risque dans la pièce d’origine / en dehors de la pièce d’origine ;

o Différents régimes de feu (couvant, ventilé, post-flashover);

o Schémas d’évacuation ;

- Prendre en compte les différents risques sur les personnes et les critères de sanction associés, en fonction des effets thermiques et toxiques, aussi bien instantanés que par accumulation.

5.3 METHODOLOGIE

La méthodologie pratique permettant de remplir les objectifs cités au chapitre 5.2 ci-dessus est une adaptation de la méthode reprise dans la norme ISO 23932 [60]. Elle apporte à la méthodologie générale de l’Ingénierie de la Sécurité Incendie les éléments nécessaires à la prise en compte de la toxicité, dans la limite des connaissances actuelles.

La méthodologie est présentée dans le logigramme page suivante. Les critères d’acceptations mentionnés dans cette méthodologie doivent être choisis en amont de l’étude à réaliser.


- 33 -

Figure 12 : Méthodologie pour la prise en compte des effets adverses du feu sur les personnes

…

…

Bâtiment étudié

Choix des critères d’acceptation

Analyse de Risque (arbres, qualitative, paramétrique)

prenant en compte les spécificités des pièces (utilisation finale, matériaux présents, conditions de

ventilation et d’aération, environnement, etc.)

Calculs CFD [espèces, T°, flux] = f(x,y,z,t)

Evacuation Scénario n°1

… Modèles de prise en compte des effets du feu sur les

personnes, thermiques et toxiques Instantanés et accumulatifs

Comparaison aux Critères d’acceptation choisis

Succès Echec

Proposition de mesures (Modification du bâtiment,

meilleure stratégie d’évacuation, etc.)

Exposition Scénario n°1

Evacuation Scénario n

Exposition Scénario n

… Pièce 1, Scénario 1

… … Pièce 2, Scénario 1

Pièce 1, Scénario n

Pièce r, scenario n

Courbe de débit calorifique Espèces dégagées, pour chaque régime de feu

- 34 -

5.4 CRITERES DE PERFORMANCE (TOXICITE)

Le choix des critères à prendre en compte dans une étude est à réaliser en amont de celle-ci.

Ces critères permettront de déterminer si un scénario d’exposition donné (donc pour un scénario de feu associé à un scénario d’évacuation) est un succès et un échec. Cette notion dépend avant tout de la susceptibilité des cibles aux effets du feu.

En effet, chaque personne est différente et selon sa constitution, son âge, son sexe, les éventuelles affections dont elle souffre, etc., les FEC et FED (voir ci-après le §5.10) qu’elle pourra supporter sans être incapacitée varient.

Il n’existe cependant pas de retour d’expérience exploitable en termes statistiques sur les niveaux des susceptibilités individuelles. Aussi, les niveaux et lois statistiques présentés dans la norme ISO 13571:2007 sont considérés.

A défaut de connaissances précises en la matière, il est proposé d’approximer la distribution des susceptibilités individuelles par une distribution log-normale avec comme valeur médiane la valeur de 1 comme seuil pour les FED et FEC. La moitié de la population est donc considérée comme pouvant supporter des FED et FEC supérieures à 1, l’autre moitié étant plus sensible et ne pouvant pas supporter des valeurs de FED et FEC à 1.

Dans une approche sécuritaire, la valeur de 0,3 est proposée par cette norme, comme couvrant la majeure partie de la population, en incluant une part importante des personnes plus sensibles. A cette valeur, 11,4 % de la population reste plus sensible. Il faut toutefois garder à l’esprit qu’une des conséquences de la distribution évoquée par la norme ISO 13571 pour la sensibilité des personnes (loi log-normale) est qu’il n’existe pas de valeur pour le critère qui soit assez basse pour garantir la sauvegarde de 100 % des occupants en situation d’évacuation. Quoi qu’il en soit, cette situation reflète assez bien la réalité puisqu’on ne peut en effet jamais garantir qu’aucun des occupants ne présente une hypersensibilité telle que des doses ou des concentrations mineures pourraient l’affecter, directement ou indirectement.

5.5 ANALYSE DE RISQUE

Lors de la phase d’analyse de risques et d’établissement des scénarios, l’approche traditionnelle de choix des scénarios doit prendre en considération le risque lié à la toxicité des fumées, par exemple dans l’évaluation de la gravité d’un scénario donné. La première étape consiste à dégager les scénarios de feu à étudier par une analyse de risques. Différentes méthodes existent comme :

- les méthodes basées sur des arbres de défaillance ou en nœud-papillon ;

- les méthodes qualitatives (HAZOP, FMEA, etc.) ;

- les méthodes mettant en jeu des études paramétriques.

Certaines de ces méthodologies ont été développées pour des utilisation industrielles et nécessitent d’être adaptées pour s’accorder avec un environnement d’habitation ou d’Etablissement Recevant du Public.

- 35 -

L’étude paramétrique est particulièrement intéressante puisqu’elle permet – en utilisant des outils simplifiés comme des codes à zones – d’explorer tous les scénarios possibles à l’aide d’un échantillonnage statistique de plusieurs milliers parmi ceux-ci. Ce type de méthode permet alors de prendre en compte :

- les effets des conditions atmosphériques à l’intérieur du local (température, pression, humidité relative) ;

- les effets des conditions atmosphériques extérieures (température, pression, vent, etc.) ;

- l’état des ouvertures du bâtiment (portes, fenêtres – ouvertes, fermées, entrouvertes)

- les conditions de ventilation dans les locaux (CTA, VMC, désenfumage, etc.)

- les localisation, puissances et cinétiques des foyers primaires.

et d’évaluer les conséquences en terme de toxicité, température dans la pièce d’origine du foyer et dans les pièces adjacentes ou à distance.

Ainsi, en considérant les probabilités d’occurrence et la gravité des conséquences, il est possible de classer les pièces par ordre décroissant de risque.

Quelque soit la méthode utilisée, les données de sortie de cette étape sont :

- une liste des locaux à considérer pour une étude approfondie ;

- les scénarios incendie associés à chacun des locaux.

A l’heure actuelle, 5 scénarios types – divisés en deux groupes – se sont dégagés d’une analyse de risque générale comme présentant un intérêt suffisamment répandu pour figurer dans la plupart des analyses de risque. Il s’agit :

- Scénarios du groupe S1 (risque évalué dans le local origine du foyer) :

o Scénario S1a : feu couvant ;

o Scénario S1b : feu bien ventilé ne menant pas au flashover dans le local d’origine du foyer ;

- Scénarios du groupe S2 (risque évalué dans le local adjacent au local origine du foyer) :

o Scénario S2a : feu couvant ;

o Scénario S2b : feu bien ventilé ne menant pas au flashover ;

o Scénario S2c : feu bien ventilé menant au flashover dans le local d’origine du foyer.

La construction des foyers sources correspondants est évoquée dans les chapitres ci-après :

- chapitre 5.6, pour la cinétique énergétique du foyer ;

- chapitre 5.7, pour les taux de production d’espèce associés à chaque régime de feu.

- 36 -

5.6 CONSTRUCTION DE LA CINETIQUE DE PRODUCTION DE CHALEUR DES FOYERS SOURCES

Pour établir un terme source de toxicité des fumées, il est nécessaire d’établir au préalable un terme source de débit calorifique. La courbe de développement de feu (puissance en fonction du temps) peut alors être complétée par une courbe de production de toxiques.

Les régimes de feu considérés dans cette méthodologie sont actuellement au nombre de trois. Extraits de la norme ISO 19706 [14], ces régimes sont les suivants :

- feu couvant ;

- feu bien ventilé (phase de croissance) ;

- feu sous ventilé (post flashover par exemple).

Ce nombre peut toutefois être aisément étendu si une analyse plus fine s’avère nécessaire, par l’adjonction d’autres régimes de feu.

Les régimes de feu cités ci-dessus servent d’éléments de construction pour reproduire la cinétique complète correspondant à un scénario donné pour une pièce donnée. Ainsi, tous les scénarios mis en évidence par l’analyse de risque pour les pièces identifiées comme demandant une étude spécifique sont construits à l’aide de ces éléments.

Les points d’articulation dans la cinétique de ces foyers, qui marquent le passage d’un régime de feu à un autre, peuvent être déterminés à l’aide par exemple de formules analytiques. Dans certains cas, l’aide de modèles numériques simplifiés peuvent aider utilement à déterminer des grandeurs types comme le débit calorifique nécessaire à l’atteinte du flashover, ou le débit calorifique post-flashover, dépendant notamment des ouvertures. L’annexe 1 présente différentes méthodes d’établissement de ce terme source de production de chaleur.

5.7 DETERMINATION DES FRACTIONS MASSIQUES D ’ESPECES PRODUITES

Notons que cette partie de la méthodologie, permettant de déterminer les fractions massiques d’espèces produites, pour chaque régime de combustion et pour chaque matériau impliqué, peut être conduite très en amont, ou au pire en parallèle à l’analyse de risque et à la constitution de la dynamique des foyers sources.

Ainsi, au fil du temps et des déterminations, une base de données de plus en plus complète permettra de graduellement diminuer l’effort de constitution qu’une telle base de donnée représente.

Toutefois, il convient de garder à l’esprit qu’une telle base de données serait représentative des matériaux produits à une période donnée, et devrait être révisée périodiquement pour s’assurer de sa représentativité. De plus, elle ne devrait être utilisée que par des utilisateurs expérimentés, au fait de son champ d’application et des limites associées, et pouvant de ce fait faire des choix sécuritaires concernant les valeurs à employer dans une étude donnée.

5.7.1 Matrices de production d’espèces

Concomitamment à la cinétique de production énergétique, déterminée à l’aide du scénario de feu et des éléments explicités dans le chapitre précédent, le foyer source est caractérisé par les taux de production d’espèces caractéristiques de chaque régime de combustion.

Chaque matériau peut être caractérisé par des « spectres » de production d’espèce, un pour chaque régime du combustion. Une organisation matricielle permet d’utiliser ces données de façon aisée pour caractériser d’une façon simplifiée, mais en négligeant les nécessaires synergies, les espèces produites par un groupe de matériaux simultanément impliqués dans le foyer.

Un exemple de matrice de production d‘espèces, reprenant les 3 régimes de combustion et prenant en compte les dix espèces gazeuses prises en compte dans la norme ISO

- 37 -

13571 [13] est présenté ci-après. Ces dix espèces sont les plus représentatives de l’effet de toxicité aiguë des fumées d’incendie.

Matériau M Feu Couvant (SF) Feu bien ventilé

(WVF) Feu Post-Flashover

(PFF)

CO2 CO2 SF CO2 WVF CO2 PFF

CO COSF COWVF COPFF

HCN HCNSF HCNWVF HCNPFF

HCl HClSF HClWVF HClPFF

HBr HBrSF HBrWVF HBrPFF

HF HFSF HFWVF HFPFF

NO2 NO2 SF NO2 WVF NO2 PFF

SO2 SO2 SF SO2 WVF SO2 PFF

Acroléine (CH2=CH-CHO)

Acroléine SF Acroléine WVF Acroléine PFF

Formaldehyde (HCHO)

Formaldehyde SF Formaldehyde WVF Formaldehyde PFF

Figure 13: Matrice de production pour le matériau M, dans un modèle à 10 espèces gazeuses et 3 régimes de combustion. Les taux de production sont exprimés en kg.kg-1 (kg

d’espèce gazeuse produite par kg de matériau brûlé)

- 38 -

Dans une pièce, n différents matériaux sont présents. Dans une approche simplifiée, on peut construire une matrice générale pour la pièce, de la façon suivante :

[ ] [ ]iM

n

iipièce P ⋅=∑

=1

où :

[ ]pièce désigne la matrice de production d’espèces pour la pièce considérée ;

Pi désigne la proportion du matériau i dans la pièce (sans unité) ;

[ ]iM désigne la matrice de production d’espèces pour le matériau i.

La proportion Pi peut être envisagée en première intention comme le rapport de la masse du matériau présent dans la pièce à la masse totale de tous les matériaux présents. Une analyse plus fine est toutefois possible, prenant en compte les débits de perte de masse des matériaux en question dans des environnements caractéristiques des différents régimes de feu. La notion de surface d’échange disponible devient alors importante.

La matrice de production d’espèces de la pièce peut également inclure des données scénarios. Ainsi dans les premiers stades du feu, seuls quelques matériaux sont impliqués, en proportion variable selon l’emplacement du foyer. En revanche, à l’occurrence du flashover tous les matériaux présents participent à la production d’espèces gazeuses (en pratique, ils commencent même à contribuer à la génération de gaz de pyrolyse, avant leur inflammation effective). Il est donc utile de pouvoir inclure ces données scénario dans la matrice de production d’espèces de la pièce étudiée, par un calcul matriciel effectué comme suit (dans un modèle à trois régimes de feu qui seraient SF suivi de WVF, suivi par PFF) :

[ ] [ ] [ ] [ ]

⋅+

⋅+

⋅= ∑∑∑=== 1

0

0

0

1

0

0

0

1

1),(

1),(

1),( iii M

n

iPFFiM

n

iWVFiM

n

iSFiPièce PPP

où :

[ ]pièce désigne la matrice de production d’espèces pour la pièce considérée ;

Pi,SF désigne la proportion du matériau i dans la pièce, impliqué à l’étape de feu couvant (sans unité) ;

Pi,WvF désigne la proportion du matériau i dans la pièce, impliqué à l’étape de feu bien ventilé (sans unité) ;

Pi,PFF désigne la proportion du matériau i dans la pièce, impliqué à l’étape de feu post-flashover (sans unité) ;

[ ]iM désigne la matrice de production d’espèces pour le matériau i.

Le graphique suivant présente un exemple de scénario complexe dont les trois premières phases hormis le déclin sont détaillées en terme de production d’espèces.

- 39 -

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Temps (s)

Déb

it ca

lorif

ique

(kW

)

Feu couvant :Mousse PU seule,

spectre de production

d'espèces n°3

Feu bien ventilé :Mousse PU + tissu, Spectre de

production d'espèces n°2 Feu Post Flashover :Mousse PU + tissu + bois,

Spectre de production d'espèces n°3

Graphique 5-3 : Foyer comprenant différents régimes. A chaque stade, les matériaux impliqués sont différents, et les espèces produites également.

5.7.2 Affectation des taux de production d’espèces dans les matrices

Les taux de production d’espèces figurant dans ces matrices peuvent être renseignés en se référant à plusieurs types de sources :

En se référant à des valeurs théoriques :

- Valeurs extraites de la littérature ;

- ISO 19706:2007 (Etapes de feu et ratios [CO] / [CO2] associés) ;

- ISO 19703:2005 “Generation and analysis of toxic gases in fire – Calculation of species yields, equivalence ratios and combustion efficiency in experimental fires” : guide pour le calcul de taux théoriques de production d’espèces, pour des matériaux usuels.

En se référant à des valeurs expérimentales :

- ISO 19700 / ISO 19702 : Four Purser + FTIR, aux différentes conditions de ventilation et de température spécifiées ;

- ISO 5660 / ISO 19702 : Cône calorimètre + FTIR, sous atmosphère contrôlée ;

- Essais à échelle 1.

En ce qui concerne les valeurs théoriques, il faut garder à l’esprit toutefois que l’adéquation des valeurs relevées est à considérer avec prudence. Dans la littérature par exemple, lorsque l’on trouve une table de production d’espèces, l’identité du matériau référencé au matériau que l’on souhaite caractériser n’est pas garantie. Dans la plupart des cas, il s’agira d’un matériau proche du matériau étudié, mais pas identique. Les valeurs sont donc à considérer avec prudence. De plus, les conditions d’essai qui ont permis de nourrir ladite table ne sont pas toujours clairement élucidées, alors qu’il convient justement d’utiliser des données pertinentes pour chaque régime de feu.

1

- 40 -

Par ailleurs, les valeurs fournies par la norme ISO 19703 :2005 sont des taux théoriques prenant pour hypothèse que la totalité de la quantité disponible pour un atome donné (C, H, O, N, etc.) est investi dans l’espèce gazeuse considérée. Il n’y a pas de prise en compte du régime de feu dans ces formules, ni de règle d’équilibrage entre différentes espèces concurrentes. Ainsi, CO et CO2 utilisent tous deux les atomes de carbone présents dans le matériau étudié, mais les formules de calcul sont disjointes, et les atomes de carbone utilisés deux fois : une fois pour la production de CO, une deuxième fois pour la production de CO2. Le taux calculé est donc maximal pour chacune des espèces gazeuses et donc très majorant.

Des éléments additionnels se trouvent toutefois dans la norme ISO 19706 :2007 comme par exemple les ratios [CO] / [CO2] pour chaque régime de feu, qui permettent dans une certaine mesure d’équilibrer les comptes. Ces ratios sont les suivants :

- Feu couvant : [CO]/[CO2] = 0.1 to 1 ;

- Feu bien ventilé : [CO]/[CO2] < 0.05 ;

- Feu post-flashover : [CO]/[CO2] = 0.1 to 0.4.

Pour les valeurs expérimentales, il convient de s’assurer que les essais réalisés sont pertinents pour le régime de feu étudié : pour un essai visé, l’environnement de la combustion se doit d’être représentatif du régime de feu étudié. Ainsi, les résultats d’un essai conduit dans des conditions de sous-ventilation ne sont pas utilisables pour quantifier les espèces gazeuses produites en condition de feu bien ventilé.

Idéalement, il conviendrait pour chaque matériau d’élucider l’équation de réaction typique de combustion dans un environnement donné : les coefficients stœchiométriques permettant d’équilibrer ces équations seraient alors connus et permettraient de déterminer alors les taux de production pour chaque espèce. De façon pragmatique toutefois, il est possible de déterminer ces taux de production par espèce par le biais d’essais aux conditions bien spécifiées.

La méthode expérimentale permettant de mesurer ces taux de production d’espèces est décrite à l’Annexe 4 [61][62][63]. Le tableau ci-dessous, extrait de ladite annexe, présente les conditions d’essais recommandées pour mesurer les espèces gazeuses produites. Elles sont inspirées des définitions de la norme ISO 19706 :2007 [14] et combinent une dégradation thermique au cône calorimètre (ISO 5660 [19][20][21][22]) sous atmosphère contrôlée, et la mesure des espèces gazeuses réalisées à l’aide d’un analyseur InfraRouge à Transformée de Fourier (IRTF) (ISO 19702 « Toxicity testing of fire effluents – Guidance for analysis of gases and vapours in fire effluents using FTIR gas analysis » [23]) :

Régime de feu Densité de flux à la surface

de l’échantillon (kW/m²)

Concentration en oxygène O2

( %)

Feu couvant (SF) CHF – 5 21 %

Feu bien ventilé (WVF) 50 21 %

Feu post-flashover (PFF) 75 15 %

Tableau 5-1 : Conditions d’essai au cône calorimètre sous atmosphère contrôlée et analyse par InfraRouge à Transformée de Fourier

CHF : Critical Heat Flux, flux critique d’inflammation

- 41 -

5.8 QUANTIFICATION (CALCULS )

Pour cette partie de la méthodologie, tout logiciel de CFD capable de simuler une combustion, de propager des espèces traceuses et de fournir en données de sortie des concentrations, des températures et des flux radiatifs peut être utilisé

Pour prendre en compte les différents régimes de combustion et les spectres de production d’espèce associés, il est possible d’affecter une espèce traceuse à chaque régime de feu existant dans le scénario d’incendie.

Chaque régime est donc caractérisé par une espèce traceuse qui lui est propre, et qui n’interfère pas avec les autres aspects du calcul de CFD et de la combustion. Cette espèce traceuse est produite uniquement lorsque le régime de feu qu’elle représente est atteint, et selon un débit massique de production correspondant au débit de perte de masse lié au débit calorifique du foyer par l’enthalpie de combustion. Un exemple avec trois régimes de feu et trois espèces traceuses est présenté ci-dessous.

0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0.250

0.300

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Temps (s)

Déb

it de

per

te d

e m

asse

(kg

/s)

Foyer complet

Espèce traceuse n°1



Feu Post Flashover :Espèce traceuse n°3

Feu bien ventilé :Espèce traceuse

n°2

Feu Couvant :Espèce traceuse

n°1

Graphique 5-4 : Débit massique de production des espèces traceuses

Toutes ces espèces traceuses suivent les mouvements gazeux tels que calculés par le logiciel de CFD utilisé et il devient alors possible de déterminer, en tout point de l’espace et pour chaque pas de temps utile, la concentration de chaque espèce traceuse.

La concentration en espèces gazeuses réelles est alors calculée par simple combinaison linéaire.


- 42 -

Exemple pour le monoxyde de carbone CO :

[CO](x,y,z,t) = [TraceurSF](x,y,z,t) x COSF.pièce +

[TraceurVWF](x,y,z,t) x COVWF.pièce +

[TraceurPFF] (x,y,z,t) x COPFF.pièce

où :

[CO](x,y,z,t) désigne au temps t et au point x,y,z, la concentration en monoxyde de carbone (kg.kg-1 ; kg de CO par kg d’atmosphère) ;

[TraceurSF](x,y,z,t) désigne au temps t et au point x,y,z, la concentration dans l’atmosphère de l’espèce traceuse qui représente le régime de feu couvant (kg.kg-1 ; kg d’espèce traceuse par kg d’atmosphère) ;

[TraceurVWF](x,y,z,t) désigne au temps t et au point x,y,z, la concentration dans l’atmosphère de l’espèce traceuse qui représente le régime de feu bien ventilé (kg.kg-1 kg d’espèce traceuse par kg d’atmosphère) ;

[TraceurPFF] (x,y,z,t) désigne au temps t et au point x,y,z, la concentration dans l’atmosphère de l’espèce traceuse qui représente le régime de feu post-flashover (kg.kg-1 kg d’espèce traceuse par kg d’atmosphère) ;

COSF.pièce désigne le taux de production de monoxyde de carbone dans la matrice de production d’espèces de la pièce pour le régime de feu couvant (kg.kg-1 ; kg de CO produit par kg de matière brûlée) ;

COVWF.pièce désigne le taux de production de monoxyde de carbone dans la matrice de production d’espèces de la pièce pour le régime de feu bien ventilé (kg.kg-1 ; kg de CO produit par kg de matière brûlée) ;

COPFF.pièce désigne le taux de production de monoxyde de carbone dans la matrice de production d’espèces de la pièce pour le régime de feu post-flashover (kg.kg-1 ; kg de CO produit par kg de matière brûlée) ;

Le même type d’équation s’applique pour toutes les espèces gazeuses prises en compte dans le modèle.

Les données de sortie de cette étape sont :

- la cartographie spatio-temporelle des concentrations en espèces gazeuses, pour prise en compte des effets toxiques ;

- la cartographie spatio-temporelle de la température des gaz et des flux radiatifs, pour prise en compte des effets thermiques.

- 43 -

5.9 EVACUATION

La cartographie des éléments générant les effets sur les personnes étant connue, il devient possible de calculer les scénarios d’évacuation. Le calcul de l’évacuation [64] (temps et trajets) peut être réalisé en ayant recours à deux types d’outil.

Le premier type couvre les formules analytiques telles que décrites dans les travaux de G.Proulx [24] (Evacuation time, SFPE Handbook of Fire Protection Engineering 4th edition, NFPA, Quincy Massachusetts USA, 2008, section 3-12), et qui prennent en compte :

o le temps de détection de l’incendie ;

o le temps de prémouvement ;

o le temps de déplacement pour gagner une zone de sécurité relative ou absolue (dans le cas d’une zone de sécurité relative, d’autres délais sont alors à prendre en compte pour gagner une zone de sécurité absolue) ;

Les résultats des calculs de CFD permettent d’accéder aux effets thermiques, toxique et de visibilité, en chaque point de l’espace et du temps. Ceux-ci peuvent alors avoir un impact sur le trajet et la vitesse d’évacuation, et doivent donc être considérés [25].

Il est également important de prendre en compte les aspects comportementaux, notamment ceux d’affiliation à un groupe, de préséance, etc. qui ont un impact notable sur l’évacuation. De plus, G.Proulx (ibid) signale que le comportement face au feu et à la fumée est complexe et met en balance la perception du danger d’une part, et l’estimation de pouvoir atteindre une sortie en s’exposant à ce danger d’autre part. Ainsi, malgré la connaissance des dangers liés à la fumée, une part importante des personnes en situation d’évacuation persistent à traverser les zones enfumées rencontrées. G.Proulx rappelle ainsi que les personnes sont souvent préparées à devoir traverser les fumées, et que les pourcentages rencontrés par expérience vont de 60 % dans les petits immeubles résidentiels, à environ 95 % dans le cas de l’attentat à la bombe du World Trade Center en 1993.

Deux raisons principales sont évoquées :

- le fait de savoir que la fumée est dangereuse ne correspond pas à savoir évaluer correctement le niveau de danger ;

- le fait de connaître une sortie proche au-delà de la zone enfumée est une motivation suffisante pour entraîner un comportement de tentative de franchissement.

Une autre source intéressante concernant le comportement humain est l’article de John L.Bryan sur les réponses comportementales au feu et à la fumée (Behavioral Response to Fire and Smoke, SFPE Handbook of Fire Protection Engineering 4th edition, NFPA, Quincy Massachusetts USA, 2008, section 3-11 [26]). D’autres auteurs comme J.Sime, J. Pauls, J. Shields, K. Boyce, etc. ont également rédigés de nombreuses publications sur le sujet. Les publications suivantes peuvent également être consultées avec intérêt :

- “Evacuation simulation of tall buildings.” Proceedings of the CIB-CTBUH International conference on Tall Buildings, 20-23 October 2003, Malaysia ;

- “Fighting fire with Psychology.” Lea Winerman, Monitor staff, September 2004, Vol 35, No 8, qui présente l’opinion d’un psychologue sur le comportement humain en situation d’incendie. Cette publication mentionne notamment G.Proulx : « Habituellement, lorsque des personnes ont déclaré avoir paniqué, cela signifie simplement qu’elles ont été effrayées, mais pas qu’elles sont devenues folles ou irrationnelles » ;

- “Human behaviour in fires.” Proceedings of the 2nd international conference. Cette publication contient une section sur les effets de la fumées et de l’exposition aux gaz toxiques ;

- 44 -

- “The process of Human Behaviour in Fires.” NIST Technical Note 1632. Erica D. Kuligowsky. May 2009. Short but interesting article. It also contains a lot of interesting references at the end of the report. (See attached).

Le deuxième type d’outils couvre les nombreux logiciels de calcul d’évacuation, qui peuvent être – ou non – couplés aux logiciels de calcul CFD, pour la mesure des temps d’évacuation. A noter que ceux-ci permettent une approche paramétrique en testant pour une stratégie d’évacuation donnée de nombreux scénarios d’évacuation mettant en jeu des populations tirées et placées aléatoirement dans les différents locaux accessibles aux personnes dans le bâtiment étudié. Il faut toutefois garder à l’esprit que ces logiciels ne fonctionnent pas tous sur les mêmes bases scientifiques et peuvent mener à des résultats différents.

La donnée de sortie de cette étape est le ou les scénarios d’évacuation, permettant d’accéder aux positions des personnes en fonction du temps.

5.10 MODELES D’EFFETS DU FEU SUR LES PERSONNES

Connaissant un scénario d’évacuation et un scénario de feu, on est alors en mesure de déterminer un scénario d’exposition qui permet de calculer les effets du feu sur les personnes, en considérant des modèles de prise en compte des effets toxiques et des effets thermiques.

Les modèles utilisés sont ceux décrits dans la norme ISO 13571 :2007. Ils couvrent notamment les modèles toxiques et thermiques, mais de façon indépendante.

Pour les modèles toxiques, les effets des gaz asphyxiants et des gaz irritants sont considérés séparément.

5.10.1 Modèles toxiques

Les effluents toxiques peuvent avoir deux mécanismes principaux d’action sur les personnes. Selon leur nature, il sont, classés en deux catégories :

- les gaz asphyxiants (CO, HCN, etc.) ;

- les gaz irritants (HCl, HBr, etc.)

Des effets indirects existent également, comme ceux d’une faible concentration en oxygène (hypoxie) ou d’une forte concentration en CO2 (hyperventilation). D’autres effets existent, comme le colmatage des voies respiratoires du fait de la présence de suies.

L’évaluation des effets liés à l’exposition à la fumée demande la connaissance de notions essentielles. La référence [27] présente un état de l’art de ces notions.

Du fait de la complexité du problème, différents modèles de prise en compte des effets toxiques existent. Bien que tous puissent être utilisés, un premier consensus a été établi sur les modèles présentés dans la norme ISO 13571:2007 [13][28], d’après les travaux de l’ISO TC92 – SC3. Par conséquent, seuls ces modèles sont présentés ici.

Les modèles de l’ ISO 13571:2007 considèrent séparément les gaz asphyxiants, pris en compte par le calcul d’une Fractional Effective Dose (FED), et les gaz irritants pris en compte par le calcul d’une Fractional Effective Concentration (FEC).

Ainsi les gaz asphyxiants (CO, HCN, etc.) sont envisagés sous l’angle d’un mécanisme d’accumulation, et les irritants (HCl, HBr, NO2, etc.) sous celui de leur effet instantané. Il convient de noter que dans une prochaine version de la norme ISO 13571, un effet dose sera également affecté au gaz irritant HCl

- 45 -

Gas asphyxiants:

( )∑∑=

∆=n

i

t

t i

i tCt

CFED

1

2

1

Où:

FED : Fractional Effective Dose, sans dimension;

Ci : Concentration moyenne pour le gaz « i » pour l’incrément de temps considéré ∆t (ppm) ;

∆t : Incrément de temps considéré (min) ;

(Ct)i : dose d’exposition spécifique qui entraverait l’évacuation en sécurité des occupants (ppm.min).

Une version de cette équation prend en compte la non-linéarité des effets liés à HCN. Simplifiée à deux gaz – CO et HCN – elle devient :

[ ]( )

[ ]

( )∑ ∑ ∆

+∆=2

1

2

1

43exp

t

t

t

t HCNCO

tCt

HCN

tCt

COFED

Avec :

(Ct)CO = 35 000 ppm.min ;

(Ct)HCN = 220 ppm.min.

Ces valeurs proviennent d’essais sur les primates [29][30].

Une des limites de ce modèle est qu’il ne prend pas en compte la raréfaction de l’oxygène O2, qui a également un effet asphyxiant. Toutefois, cet effet peut être considéré comme mineur devant les effets de CO ou HCN [13][31] dans de nombreuses situations.

Il est applicable tant que la concentration en CO2 est inférieure à 2 %.

Dans le cas contraire (concentration de CO2 supérieure à 2 %), un terme est ajouté pour prendre en compte l’effet hyperventilatoire impliquant l’inhalation plus importante des autres gaz toxiques[30]. [CO] et [HCN] doivent alors être multipliés par un facteur vCO2 à chaque pas de temps. Ce facteur vCO2 introduit de facto une discontinuité aux bornes de la concentration [CO2] = 2 %, mais constitue l’état de l’art actuel de la prise en compte de l’hyperventilation liée à la teneur CO2. Ce modèle pourra toutefois être amélioré dans le cadre de la révision de la norme ISO 13571.

[ ]

=5

exp 22

COvCO

Où :

vCO2 : facteur de correction pour l’hyperventilation (sans dimension) ;

[CO2] : concentration de CO2 ( %).

- 46 -

Gaz irritants

∑=

=n

i

iFEC1 iF

ϕ

Où :

FEC : Fractional Effective Concentration (sans dimension)

φi : Concentration du gaz irritant « i » (ppm) ;

Fi : Concentration pour le gaz irritant « i », qui compromet sérieusement la capacité des occupants à évacuer (ppm).

Des valeurs pour les facteurs Fi sont suggérées dans la norme ISO 13571:2007, provenant de divers travaux et suite à des jugements d’experts en toxicologie. Les valeurs proposées sont les suivantes :

FHCl = FHBr = 1000 ppm FHF = 500 ppm Facrolein = 30 ppm

FNO2 = 250 ppm. FSO2 = 150 ppm Fformaldehyde = 250 ppm

5.10.2 Modèles thermiques

Les modèles proposés sont également les modèles de la norme ISO 13571 :2007.

Trois mécanismes sont considérés : l’hyperthermie, liée au débordement de la faculté de régulation thermique du corps, les brûlures au niveau de la peau, et les brûlures au niveau de l’arbre respiratoire. Dans la plupart des cas toutefois, les brûlures de l’arbre respiratoire ont lieu à des niveaux d’exposition plus élevés que pour les brûlures de la peau.

Les modèles sont au nombre de deux – un pour l’exposition au flux radiant, un pour l’exposition à la chaleur échangée par convection – et synthétisés sous forme d’une FED permettant le calcul d’une dose accumulative.

Modèle pour l’exposition au flux radiant

Deux formules sont proposées. La première permet de calculer le temps pour obtenir des brûlures au second degré au niveau de la peau ; la seconde permet de calculer le temps pour atteindre le seuil de douleur.

Dans une approche sécuritaire, seule cette seconde formule est considérée.

9,12,4 −⋅= qt Irad

Où :

tIrad temps pour atteindre le seuil de douleur au niveau de la peau (min) ;

q densité de flux radiant (kW.m-2)

Il convient de noter que la température de la peau dépend de la densité de flux appliquée à sa surface d’une part, et de la faculté du sang à évacuer l’énergie apportée en sous-cutané. Il existe de ce fait un seuil, situé aux alentours de 2,5 kW.m-2 [13] , en dessous duquel l’exposition au flux ne provoque pas d’élévation significative de la peau, et au-dessus duquel l’élévation de température se produit rapidement. Une exposition supérieure peut toutefois être acceptable lorsque le temps d’exposition est court, notamment lorsque l’on considère un le passage devant une ouverture menant sur un local incendié [13].

- 47 -

Modèle pour l’exposition à la température

Deux formules sont proposées, selon que le sujet est habillé normalement, ou légèrement habillé (voire nu), pour calculer le temps nécessaire pour atteindre l’incapacitation (pour un air environnant à moins de 10 % d’humidité relative).

Pour un sujet normalement habillé : ( ) 61,3810.1,4 −⋅= Tt Iconv

Pour un sujet légèrement habillé ou nu : ( ) 4,3710.5 −⋅= Tt Iconv

Où :

tIconv temps pour atteindre l’incapacitation (min) ;

T température (°C)

Modèle de calcul de dose

L’effet dose lié à l’accumulation de la température est calculé à l’aide de la formule suivante, qui s’appuie sur les formules précédentes :

ttt

FEDt

t IconvIrad

∆⋅

+=∑

2

1

11

Dans cette équation, lorsque le flux radiant est inférieur à 2,5 kW.m-2, alors, le terme Iradt

1

doit être considéré égal à zéro.

5.10.3 Synthèse

Ces modèles sont utilisés avec les données de sortie des étapes précédentes (scénarios de feu et scénarios d’évacuation). Les données de sortie de cette étape de la méthodologie sont des valeurs en FEC (irritants), FED (asphyxiants) et FED (effets thermiques).

Ces valeurs sont à confronter aux critères présentés au chapitre 5.4 ci-avant.

- 48 -

6 CONCLUSIONS

La méthodologie proposée ci-avant permet de prendre en compte :

- plus d’espèces gazeuses, d’une façon modulaire autorisant des développements ultérieurs si nécessaire ;

- les scénarios d’incendie, basés sur une analyse de risque ;

- l’ensemble des combustibles avec les concentrations caractéristiques en fonction des régimes de feu, et des scénarios d’incendie ;

- la dissémination des espèces localement et à distance par calcul CFD, pour déterminer [toxi ; thermi] = f(x,y,z,t,i) ;

- les effets thermiques et de visibilité ;

- les scénarios d’évacuation, en prenant en compte les résultats de l’étape CFD.

Cette méthodologie permet de déduire de l’ensemble de ces données des scénarios d’exposition plus réalistes et d’évaluer par les modèles thermiques et toxiques de la norme ISO 13571 les effets instantanés et par accumulation des espèces toxiques et des sollicitations thermiques lors de la phase d’évacuation.

Sous la forme actuelle, elle représente une grande avancée par rapport aux dispositions réglementaires de l’arrêté de 1975. Toutefois, elle reste une représentation simplifiée des conditions rencontrées en situation d’incendie. Sa structure modulaire permettra néanmoins d’améliorer la prise en compte des effets du feu, au fil de l’amélioration des connaissances et de l’accumulation de données.

Ainsi :

- de nouveaux gaz peuvent être introduits simplement dans la matrice de production d’espèce par ajout de nouvelles lignes ;

- les étapes de feu peuvent être plus détaillées, incluant différentes sous-phases pour prendre en compte plus finement la montée en puissance du foyer et le recrutement de nouveaux matériaux. Les matrices peuvent accueillir autant de colonnes que nécessaires pour traiter des scénarios très détaillés ;

- de même, la production d’espèce est actuellement corrélée au débit calorifique, et pourrait de ce fait demander de détailler plus finement les étapes du scénario de feu pour rendre compte de la propension de certaines espèces à être libérées précocement par exemple ;

- les modèles de prise en compte des effets sont séparés des autres parties de la méthodologie, et peuvent donc être affinés de façon indépendante. Il en va de même pour l’évacuation.

Certaines améliorations pourront être également être abordées avec l’amélioration des moyens de calcul : le couplage fort évacuation / développement du feu en est un exemple. Restant du domaine de la recherche à l’heure actuelle, et impraticable en routine au vu des considérations statistiques qui s’attachent à cette problématique et des temps de calcul, ce couplage n’en reste pas moins un objectif à long terme et pour lequel il convient d’ores et déjà de préparer des bases solides.

Fin du Rapport

Annexe 1 – Méthodes d’établissement des courbes de débit calorifique

Plusieurs méthodes peuvent être employées pour construire le foyer source (terme de débit calorifique) :

- élaboration à l’aide de formules analytiques (voir chapitres 1 à 4) ;

- élaboration à partir de courbes de débit calorifique expérimentales ou issues de corrélations (voir chapitre 4.3) ;

- utilisation de modèles de zone (voir chapitre 5).

Les méthodes proposées ici ne sont bien sûr pas les seules utilisables, et il revient à l’expert incendie de choisir la méthode qui lui paraît la plus appropriée en fonction de l’objectif et des enjeux de son étude, ainsi que de la disponibilité des données d’entrée.

1 PHASE DE CROISSANCE

Les courbes de débit calorifique sont très difficiles à reproduire et à généraliser. Cependant l’expérience montre que les taux de développement de la plupart des foyers évoluent approximativement selon une courbe parabolique, après une période initiale où le feu reste couvant.

1.1 MODELISATION

Aussi, cette phase est modélisée à l’aide d’une courbe de type

•Q= α . (t-t0)²,

où •Q est le débit calorifique (kW), α est le coefficient de développement du feu (en kW/s²),

et où (t - t0) correspond à la durée totale du feu en développement (s).

La valeur à attribuer au coefficient α est fortement corrélée à la nature du foyer. Aussi, le National Fire Protection Association (NFPA) propose de lui associer 4 valeurs représentatives de 4 configurations bien différentes de développement de feu [42] (cf Tableau 1-1)

- 50 -

Description Scénario-type α (kW/s²)

Faible Rames de papier 0.00293

Moyen Matelas classique/sommier

Chaise classique 0.01172

Rapide Matelas en PU

Palettes en PE empilés sur 1 mètre de hauteur 0.0469

Très rapide Entrepôt – racks de grande hauteur

Mousse de PE rigide empilée sur 5 mètres de hauteur 0.1876

Tableau 1-1 : Valeurs classiquement utilisées pour α, selon le scénario type de croissance de feu

La norme anglaise PD 7974-1:2003 [15] présente un tableau indiquant le paramètre α à employer selon le type de bâtiment considéré. Le Tableau 1-2 ci-après présente les valeurs recommandées par cette norme.

Tableau 1-2 : Valeurs recommandées pour α selon la norme PD 7974-1 :2003, en fonction du type de bâtiment considéré

Ces valeurs doivent toutefois être considérées avec prudence, car elles s’appliquent à des bâtiments du Royaume-Uni, qui peuvent différer en termes de matériaux et d’agencement présents de bâtiments équivalents sur le sol français.

L’Eurocode 1 « Actions on structures - Part 1-2: General actions - Actions on structures exposed to fire » [16] propose également une table de vitesse de croissance de feu. La formule permettant le calcul du débit calorifique en fonction du temps diffère de la formule évoquée ci-dessus :

- 51 -

2

610

=

•

αt

tQ

où

•Q est le débit calorifique (W),

tα est temps mis pour le feu pour atteindre 106 W soit 1 MW (s).

Il convient de noter que cette formule diffère légèrement de la formule précédente et que

2

610

αt n’est pas identique à α. Les mentions (Slow, Medium, Fast) portées dans la table qui

suit produisent donc des débits calorifiques légèrement différents de ceux fournis par les deux précédentes méthodes. La différence étant de l’ordre de 5 %, les deux méthodes restent comparables, d’autant qu’il n’y a pas de contradiction pour les lignes communes des deux tables.

La table de vitesse de croissance de feu de l’Eurocode 1 est la suivante :

Tableau 1-3 : Vitesse de développement de feu selon l’Eurocode 1

1.2 FIN DE LA PHASE

Cette phase de croissance se poursuit jusqu’à atteindre :

- soit le débit calorifique nécessaire à l’embrasement généralisé, si les conditions de disposition des combustibles et de la fourniture en comburant le permettent ;

- soit le débit calorifique maximum autorisé par les ouvertures.

D’autres cas peuvent également être rencontrés, comme l’épuisement du combustible disponible à la propagation ou du comburant, qui peut mener à un déclin du foyer dès ce stade. Il convient de noter que les actuelles améliorations en matière d’isolation thermique sont susceptibles d’occasionner une augmentation sensible des occurrences de backdrafts.

- 52 -

L’effet de la « ventilation d’attaque » lors de l’intervention des services de secours peut aussi avoir une influence considérable..

Dans le cas où le comburant vient à manquer (par exemple, dans une pièce suffisamment petite et sans ventilation), il y a possibilité d’aller vers une situation de backdraft. Cette situation est fréquemment rencontrée dans les milieux très confinés comme les navires.

Il convient de remarquer que le choix de représenter la phase de croissance par une courbe parabolique en α.t² est une des solutions disponibles, mais pas la seule. L’utilisation de cette courbe repose sur les hypothèses :

- d’une disposition relativement plane et horizontale des combustibles dans le local ;

- d’une propagation régulière du feu à partir du point de départ du foyer ;

- sans épuisement du combustible au centre.

L’extension du feu se fait ainsi avec une vitesse radiale constante par agrandissement du cercle initial, mobilisant ainsi une surface évoluant en fonction du carré de la distance radiale parcourue, d’où la courbe en α.t².

Notons que l’hypothèse de constance de la vitesse d’extension radiale du foyer implique qu’il n’y a pas de modification importante de l’environnement du foyer et notamment :

- pas de modification importante de la ventilation ;

- pas de changement important de l’énergie rayonnée vers les combustibles dans et autour du foyer. Le cas extrème étant la montée du régime de feu au flashover, traité plus loin dans ce rapport.

Plusieurs points peuvent donc être pris en compte pour moduler une courbe en α.t² :

- un local présente une surface limitée et l’extension radiale constante du foyer sera bien sûr contrainte aux limites dudit local ;

- l’arrangement des combustibles présents peut s’éloigner notablement de la configuration plane inhérente par hypothèse à la courbe en α.t² et impliquer une croissance plus rapide ou plus lente que la croissance parabolique ;

- le retour radiatif change notamment lorsque les fumées s’accumulent en couche chaude dans un local de petites dimensions, et également avec l’augmentation de la puissance du feu : le débit de production des gaz combustibles, et donc le débit calorifique (si l’oxygène est suffisamment disponible) changent alors.

Aussi, il faut garder à l’esprit que cette hypothèse de croissance parabolique a l’avantage de la simplicité, mais qu’une étude plus approfondie peut s’avérer nécessaire, et l’utilisation de cinétiques différentes s’avérer plus appropriée.

2 DETERMINATION DU DEBIT CALORIFIQUE NECESSAIRE AU FLASHOVER, QFO

La valeur de QFO peut être déterminée en se référant à plusieurs modèles, présentés ci-après. Il convient de garder en mémoire que le champ d’application de ces modèles est limité au cas d’une interface entre un milieu sinistré et l’extérieur, le cas d’une interface entre deux milieux sinistrés n’étant pas considéré.

- 53 -

Modèle simplifié de Thomas

Le modèle de Thomas est un modèle simplifié permettant d’obtenir une première estimation du débit nécessaire pour atteindre des conditions de flashover. Il consiste en une simplification de la balance énergétique de la pièce, selon la formule suivante :

( )wwtFO HAAQ ⋅+⋅= 3788.7

avec :

FOQ : Débit calorifique au flashover, en kW

tA : Aire totale des parois de la pièce (porte retirée, plafond et sol compris) (m²)

wA : Aire de la porte (m²)

wH : Hauteur de la porte (m)

Ce modèle ne prend pas en compte la nature des matériaux constitutifs des parois, ni la dynamique de combustion, et provient de corrélations expérimentales obtenues par des essais sur des parois incombustibles de type béton. Une méthode plus complexe, prenant en compte les propriétés du matériau, peut être utilisée, en particulier pour des murs n’étant pas en béton.

Modèle de Mc Caffrey

Les critères de température et de flux thermique sont insuffisants pour caractériser toutes les occurrences de flashover. Hägglung a, le premier, montré qu’un débit de combustion minimum était en outre nécessaire. Cela peut se traduire par un débit calorifique suffisant pour générer les conditions de l’embrasement généralisé. Pour que le flashover se produise, il faut en effet que l’énergie dégagée, sous forme de débit calorifique, soit nettement supérieure à celle perdue par la ventilation naturelle et la dissipation thermique à travers les parois de la pièce en essai.

Thomas et Mc Caffrey ont ainsi étudié des essais pour lesquels la température de la couche chaude avait dépassé 600°C, mais pour lesquels le f lashover n’avait pas eu lieu. Ils ont ainsi démontré que la température sous le plafond pouvait être corrélée avec deux nombres adimensionnels X1 et X2 représentant respectivement le débit calorifique et l’énergie perdue par dissipation de la chaleur. Cette corrélation est présentée ci-dessous :

Différence de température entre le plafond et le sol

( ) 21

002

11

HATCg

QX

wp

c

⋅⋅⋅⋅⋅=

ρ

( ) 21

02

12

HACg

AhX

wp

tk

⋅⋅⋅⋅

⋅=ρ

- 54 -

avec :

Qc : Débit calorifique (en kW) ;

Cp : Capacité thermique massique à pression constante des fumées (kJ/kg.K) ;

ρo : Densité des fumées (kg/m3) ;

To : Température ambiante (K) ;

Aw : Surface de l’ouverture (m²) ;

H : Hauteur de l’ouverture (m) ;

hk : Coefficient effectif de perte de chaleur à travers les parois (kW/m².K) ;

At : Surface interne d’échange entre les parois et le compartiment (m²).

La corrélation obtenue a permis de déduire l’équation de Mc Caffrey, présentée ci-dessous :

31

23

2

1480−⋅⋅=∆ XXT

La résolution de cette équation permet le calcul du débit calorifique critique. En utilisant les termes adéquats, Drysdale a proposé de calculer le débit calorifique critique pour atteindre le flashover comme étant la valeur correspondant à une élévation de température de 500 K. Dans ce cas, l’équation devient :

( ) 21

610 HAAhQ wtkFO ⋅⋅⋅⋅=

Peacock a proposé une résolution simplifiée de l’équation de Mc Caffrey, basée sur une température de la couche chaude supérieure à 600°C. Dans ce cas, le débit calorifique nécessaire pour obtenir des conditions de flashover est donné par la formule figurant ci-dessous :

( ) 21

740 HAAhQ wtkFO ⋅⋅⋅⋅=

Hägglund et Barbrauskas ont proposé une autre résolution de l’équation de Mc Caffrey, donnant l’équation suivante :

3

247,0/

2,11050

+⋅⋅=

HAAAQ

wt

tFO

Dans chacune des équations présentées, QFO désigne le débit calorifique critique pour qu’il y ait occurrence de flashover (en kW). La valeur de hk, coefficient effectif de transfert thermique des parois, est difficile à calculer. Dans des conditions normales, ce coefficient peut être donné par la formule :

δk

hk =

- 55 -

avec :

hk : Coefficient effectif de transfert thermique (W/m².K)

k : Conductivité thermique du matériau de paroi (W/m.K)

δ : Épaisseur de la paroi (m)

Dans le cas d’un feu en cours de développement, ce coefficient est plus complexe à calculer. Une approximation communément admise est alors donnée par la formule :

t

kCh p

k

⋅⋅=

ρ

avec :

Cp : Capacité thermique massique à pression constante du matériau de paroi (kJ/kg.K) ;

ρ : Densité du matériau de paroi (kg/m3) ;

t : Temps d’exposition à la chaleur. Ce temps est représentatif du processus de transfert thermique considéré. Il correspond à la montée en régime du feu et est estimé d’après Babrauskas, pour la combustion d’éléments de fourniture comme les sièges, comme valant 200 s (l’influence de ce temps sur la valeur finale est faible pour des temps inférieurs à une dizaine de minutes)

Ces formules ne peuvent être utilisées que si une ouverture existe. Dans le cas contraire, l’utilisation d’un modèle de zone s’avère nécessaire. Le choix d’une formule analytique ou d’un modèle doit se faire par du personnel compétent et en connaissance des hypothèses sous-jacentes.

3 DETERMINATION DU DEBIT CALORIFIQUE MAXIMAL, LIE A UX

OUVERTURES, •

cQ

La détermination de la valeur de •

cQ peut être réalisée en utilisant la relation de Petterson :

cWc HHAQ ∆⋅⋅⋅=•

09,0

où WA et H correspondent respectivement à la surface (m²) et à la hauteur (m) de l’ouverture

dans le local. cH∆ désigne l’enthalpie de combustion chimique (kJ/kg) représentative des

matériaux impliqués dans le foyer au stade de développement considéré.

A noter que ce débit maximal peut changer suite à des événements comme le bris d’une vitre par exemple. Une hypothèse simple est de considérer que ce bris de vitre se produit au moment de l’occurence du flashover.

- 56 -

3.1 EVOLUTION DU DEBIT CALORIFIQUE

Si le combustible disponible et sa disposition permettent la montée en puissance du débit calorifique jusqu’à ces valeurs, deux cas peuvent alors se présenter :

•

cQ < •

FOQ

Le débit calorifique cesse de croître une fois

la valeur de •

cQ atteinte et se maintient en

plateau en fonction de la charge calorifique dans le local.

•

cQ ≥ •

FOQ

Le débit calorifique croît jusqu’à la valeur de •

FOQ , puis augmente brutalement jusqu’à la

valeur de •

cQ . Il convient de noter qu’à ce

stade, il peut s’avérer nécessaire de

recalculer •

cQ pour prendre en compte des

événements comme les bris de vitre, modifiant les surfaces des ouvertures du local vers l’extérieur.

Tableau 3-1 : conditions de croissance du débit calorifique

Une analyse de l’évolution d’un foyer primaire est évoquée par Drysdale [42]. Elle est résumée dans le logigramme ci-après :


- 57 -

Figure 14 : Logigramme pour l’atteinte du flashover dans un compartiment selon Drysdale

3.2 MAINTIEN DU DEBIT CALORIFIQUE

Une fois atteinte la valeur de •

cQ (sans ou avec flashover), le débit calorifique se maintient à

cette valeur pendant une durée fonction de la charge combustible présente, avant de décroître. Une des façons de reproduire cette décroissance est une courbe parabolique inversée, souvent plus rapide que celle de la phase de croissance.

Foyer primaire

Ce foyer peut-il atteindre QFO ?

Non

Le foyer peut il s’étendre ?

Non

Extinction

Oui Le foyer étendu peut il atteindre QFO ?

Non

Oui

FLASHOVER

Oui

- 58 -

4 COURBES DE DEBIT CALORIFIQUE A UTILISER SELON LE CONTEXTE

Deux exemples de courbes de débit calorifique sont fournis dans les deux sous-chapitres suivants. Ils illustrent la démarche développée ci-avant.

4.1 LOCAL NON CONCERNE PAR LE FLASHOVER

Le profil de la courbe représentative de l’évolution au cours du temps du débit calorifique dans le local s’apparente à celui présenté dans la figure ci-après :

Débit calorifique du foyer

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 100 200 300 400 500 600 700Temps (s)

Déb

it ca

lorif

ique

(kW

)

Figure 15 : évolution du débit calorifique d’un terme source fictif local non concerné par la survenue d’un flashover

4.2 LOCAL SUJET AU FLASHOVER

Dans une telle configuration, le débit calorifique du terme source atteint, au cours de sa phase de croissance, la valeur-seuil QFO qui conditionne la survenue du flashover dans le local. L’élévation dans le local est alors très rapide et la courbe ne respecte alors plus la montée paraboloïde précitée.

Le profil de la courbe représentative de l’évolution au cours du temps du débit calorifique dans le local s’apparentera à celui présenté dans la figure ci-après :

FOc QQ <&

- 59 -

Débit calorifique du foyer (avec flash-over)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

0 100 200 300 400 500 600 700 800Temps (s)

Déb

it ca

lorif

ique

(kW

)

Figure 16 : débit calorifique d’un terme source fictif local concerné par la survenue d’un flashover

4.3 DEBIT CALORIFIQUE PAR SOMMATION DE COURBES EXPERIMENTALES OU IS SUES DE CORRELATIONS

Une autre méthode pour la détermination d’une courbe de débit calorifique globale pour le local étudié consiste à employer des courbes expérimentales ou issues de corrélations.

Ces courbes reproduisent le comportement d’un élément lorsqu’il est soumis au feu et, au prix d’hypothèses de propagation d’un élément à l’autre, permettent de construire la courbe de débit calorifique globale attendue.

Parmi les courbes issues de corrélations figure la courbe triangulaire de Babrauskas et Walton pour les meubles rembourrés [16] présentée en Figure 17 ci-après.

Figure 17 : Courbe triangulaire de Babrauskas et Walton pour les meubles rembourrés

QFO

•

cQ

- 60 -

Des courbes triangulaires ont également été développées (LNE – Didieux, Guillaume) en s’appuyant sur des données expérimentales de feux de poussettes au SBI, et permettant de relier le pic de débit calorifique et la durée de combustion à la masse initiale de la poussette. Ces courbes triangulaires demandent toutefois une validation sur des données expérimentales plus nombreuses.

Les hypothèses de propagation peuvent aller d’hypothèses simples au plus complexes :

- inflammations successives à des temps donnés ;

- prise en compte du flux critique d’inflammation pour un élément donné (et calcul de rayonnement reçu en fonction de la distance au foyer) ;

- prise en compte du flux thermique reçu par un élément cible et, connaissant ses paramètres d’échauffement et sa température d’inflammation, de déterminer l’instant de son inflammation ;

- etc.

Ces hypothèses de propagation peuvent de plus être étayées par des données expérimentales (mesure du temps nécessaire pour enflammer un élément cible situé à une distance donnée du foyer primaire).

Ces méthodes sont bien sûr sensibles aux hypothèses prises et il convient de s’assurer que celles-ci sont sécuritaires, sans bien sûr l’être trop largement.

Par ailleurs, il convient de garder à l’esprit que ces courbes expérimentales (ou issues de corrélations basées sur des données expérimentales) sont obtenues dans des conditions d’attaque thermique et d’environnement données. Ces dernières peuvent s’avérer éloignées des conditions présentes dans le local que l’on étudie, notamment après le développement du feu : les conditions d’attaque thermiques et de ventilation peuvent alors se trouver éloignées des conditions expérimentales dans lesquelles les courbes utilisées ont été obtenues.

4.4 EXEMPLE – FEU DE TELEVISEUR

Dans un magasin, 5 téléviseurs sont disposés en ligne sur une table basse aux fins de démonstration. La table basse posséde un montant métallique et un plateau en verre.

Le premier scénario étudié est celui d’une défaillance électrique suivie d’une inflammation de l’un des deux téléviseurs situés en bout de table.

La courbe expérimentale ci-dessous, présentant le débit calorifique associé à l’inflammation d’un téléviseur, est extraite des données foyers associées au logiciel CFAST développé par le NIST.

- 61 -

Débit calorifique - feu de téléviseur

0

50

100

150

200

250

300

350

0 300 600 900 1200 1500 1800

Temps (s)

Déb

it ca

lorif

ique

(kW

)

.

Graphique 4-1 : Débit calorifique – Feu de téléviseur – Source CFAST / NIST

Cette courbe est utilisée comme donnée d’entrée pour construire une courbe de débit calorifique globale associée à cette rangée de téléviseurs. La montée brutale du débit calorifique sert de point de référence pour formuler une hypothèse de temps de propagation au téléviseur adjacent. Cette montée brutale se situe aux alentours de 500 s : c’est donc ce temps qui est retenu pour modéliser l’inflammation successive des téléviseurs.

La propagation se fera alors de la façon suivante :

Temps Commentaire

0 s Inflammation du 1er téléviseur

500 s Propagation au 2e téléviseur


- 62 -

Temps Commentaire


2000 s

Propagation au 5e téléviseur (1er téléviseur

détruit)

… Etc.

Chaque téléviseur est supposé présenter la même courbe de débit calorifique.

La courbe résultant de la sommation de la courbe de débit calorifique propre à chaque téléviseur et en tenant compte du temps de propagation est la suivante :

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

Temps (s)

Déb

it C

alor

ifiqu

e (k

W)

Graphique 4-2 : Feu de 5 téléviseurs – Scénario 1

On peut constater qu’après une période de croissance initiale (pour les trois premiers téléviseurs), le débit calorifique subit des cycles mais les pics n’augmentent plus et restent aux alentours de 450 kW.

S l’on considère des temps de propagation caractéristiques de l’ordre de 300 s (scénario 2), alors, la courbe évolue légèrement (courbe bleue) :

- 63 -

0

100

200

300

400

500

600

700

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

Temps (s)

Déb

it C

alor

ifiqu

e (k

W)

Graphique 4-3 : Feu de 5 téléviseurs – Scénario 1 (en rouge) et Scénario 2 (en bleu)

Si l’on considère dans un troisième scénario que c’est le téléviseur central qui subit la défaillance électrique menant à son inflammation, alors la propagation aura lieu dans les deux sens, vers les 2 téléviseurs attenants, et continuera de proche en proche (Scénario n°3 – hypothèse de propagation 500 s).

La courbe résultante est montrée en vert dans le graphique ci-dessous, comparée aux deux courbes précédentes :

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

Temps (s)

Déb

it C

alor

ifiqu

e (k

W)

Graphique 4-4 : Feux de téléviseurs – Trois scénarios comparés Scénario 1 (rouge), scénario 2 (bleu), scénario 3 (vert).

Il convient toutefois de garder à l’esprit que la sommation des courbes telle que décrite ci-avant, si elle constitue une approche simple et pratique, ne décrit pas exactement le phénomène réel :

- 64 -

- chaque téléviseur brûle avec une dynamique qui lui est propre, alors que dans notre exemple l’hypothèse sous-jacente est que ces téléviseurs sont tous identiques et que la courbe employée décrit bien leur combustion ;

- l’attaque thermique par propagation est nécessairement différente de l’attaque thermique par défaillance électrique, et les courbes expérimentales résultantes seraient différentes ;

- les conditions de propagation varient nécessairement du fait de l’intensification du débit calorifique. Ainsi, la propagation du 2e au 3e téléviseur ne se produirait pas dans des conditions identiques à la propagation du 1er au 2e ;

- les conditions de ventilation peuvent influer sur le débit calorifique réellement atteint ;

- etc.

La méthode employée ici est donc pratique, mais il convient de s’assurer du caractère pertinent et / ou sécuritaire des hypothèses qui sous-tendent son utilisation.

5 DEBIT CALORIFIQUE PAR UTILISATION DE MODELE DE ZO NE

L’utilisation d’un modèle de zone (CFAST, OZone, …) peut intervenir en complément des approches précédentes, pour prendre en compte l’effet des ventilations sur le débit calorifique à l’intérieur du local étudié, ou pour déterminer numériquement les temps d’inflammation des différents éléments présents dans le local.

Ces modèles, dont l’utilisation est peu gourmande en temps de calcul, permet également une approche paramétrique : en faisant varier les conditions d’inflammation, de ventilation, les ouvertures, les temps caractéristiques, il est alors possible de déterminer l’ensemble des débits calorifiques qu’il est possible d’obtenir dans le local, et de sélectionner alors celui qui constitue l’hypothèse la plus appropriée en fonction des objectifs visés.

Des données statistiques peuvent également utilement être extraites par cette approche paramétrique, renseignant par exemple sur le débit calorifique moyen qu’il est possible d’attendre, sur la sensibilité du modèle employé aux données d’entrée, sur le débit calorifique enveloppe qui englobe tous les scénarios d’inflammation.

L’exemple 2 fourni en Annexe 3 du présent document est basé sur l’utilisation du modèle de zone OZone pour l’élaboration du débit calorifique présent dans le local.

- 65 -

Annexe 2 – Exemple d’application Chambre d’hôtel et circulation

Cette annexe présente l’application de la méthodologie à un cas pratique. Le choix s’est porté sur l’étude de l’impact du feu dans un bâtiment recevant du public de type hôtel. Il est bien entendu que si le cas présenté est typique, la méthodologie s’applique bien sûr à d’autres types de bâtiments, et pas nécessairement des établissements recevant du public. Notamment, l’usage de la méthodologie dans le domaine de l’habitation privée peut être d’un grand intérêt.

1 CARACTERISTIQUES DES LOCAUX

L’hôtel présente un ensemble de chambres de dimension standard, desservies par une circulation centrale. Le détail de ces locaux est présenté ci-après.

1.1 CHAMBRE D ’HOTEL

Les éléments caractéristiques sont basés sur des travaux réalisés en 2006 sur une chambre standard pour 2 personnes d’un hôtel. L’intégralité de la chambre a été expertisée pour en déterminer la charge calorifique.

La chambre occupe 22 m² environ. Les dimensions mesurées sont environ 6,75 m x 3,30 m pour environ 2,70 m de hauteur sous-plafond. Pour les besoins de la simulation, réalisée avec une résolution de 0,20 m, ces dimensions sont arrondies à 6,80 m x 3,20 m x 2,80 m.

La chambre comporte une salle-de-bain et des toilettes équipées de VMC.

Elle comporte :

- une unique fenêtre de dimensions 1,3 m x 1,8 m dont la partie basse est à environ 0,6 m au-dessus du sol. Pour les besoins de la simulation en termes de résolution, ces dimensions sont arrondies à 1,40 m x 1,80 m ;

- une porte de dimensions 0,85 m x 2,0 m, ouverte sur la circulation. Pour les besoins de la simulation en termes de résolution, ces dimensions sont arrondies à 0,80 m x 2,00 m

Le mobilier total représente une charge calorifique de 10 000 MJ environ (évaluée sur la base des PCI), à majorité de panneau de particules (dont l’enthalpie de combustion – ∆Hc – environ 16 800 kJ/kg). La charge calorifique surfacique est d’environ 460 MJ / m².

1.2 CIRCULATION

Les dimensions de la circulation sont 20 m x 1,6 m

Conformément à la réglementation en vigueur, elle est équipée d’une bouche d’amenée d’air et d’une bouche d’extraction (voir plus loin §1.4 de cette annexe).

1.3 VENTILATION MECANIQUE DE CONFORT – CTA

La salle de bain est équipée d’une VMC, ainsi que les toilettes (15 m3/h pour chaque). La partie chambre est équipée d’une CTA (30 m3/h d’apport, en hauteur). Les plans correspondent à ce qui a été constaté dans la chambre expertisée en 2006.

Selon la réglementation :

- 66 -

- Article DF3 §5, la CTA est coupée dès détection de l’incendie (on considère qu’elle ne participe pas au désenfumage)

- Article DF3 §5 et CH41, CH42 et CH43 : les bouchons coupe-feu étant très peu rencontrés, on considère que la VMC continue à tourner après le départ de l’incendie (fonctionnement permanent du ventilateur).

1.4 EXTRACTION

L’hôtel est de type O, qui doit être équipé d’un SSI de catégorie A avec une alarme de type 1. Le déclenchement de l’alarme peut être temporisé, mais le déclenchement des DAS (article MS60) est effectué sans temporisation.

Dans la circulation, l’extraction se déclenche donc dès la détection de l’incendie.

Son débit est égal à 0,5 m3/s par UP réalisée (IT246 §6.2).

La circulation ayant une largeur de 1,60 m, il y a 2 UP réalisées, d’où un débit volumique de 1 m3/s entre une bouche d’amenée d’air et une bouche d’extraction.

Les deux bouches sont disposées :

- l’une à 2,5 m environ du début du couloir ;

- l’autre à 17,5 m environ.

1.5 DETECTEURS DE FUMEE

Selon la règle APSAD R7 du code des assurances.

Dans les circulations : le premier détecteur est installé à 5 m de l’extrémité, puis tous les 10 à 12 m. Dans les pièces : si la surface est < 80 m², alors il y a 1 détecteur, sinon 1 par 60 m²

Dans le cas étudié, deux détecteurs à 5 m et 15 m dans la circulation sont donc placés.

1.6 SYNTHESE

Les locaux détaillés ci-dessus (chambre + circulation) ont été modélisés en utilisant FDS 5. L’illustration ci-dessous présente une vue des locaux modélisés.

Illustration 1-1 : Vue générale de la chambre et de la circulation

Porte

Aspiration

Soufflage

Fenêtre

Foyer

CTA

VMC

- 67 -

Illustration 1-2 : Gros plan sur la circulation

2 CRITERE

Conformément au chapitre 5.4 de la partie principale du rapport, une valeur limite de 0,3 pour la FEC, la FEDtoxique et la FEDthermique est choisie comme référence pour déterminer le succès ou l’échec d’un scénario d’évacuation donné.

3 ANALYSE DE RISQUE

Par souci de simplification dans le cadre de cet exemple d’application, un seul scénario est étudié, qui n’a pas fait l’objet d’une analyse de risque complète sur un hôtel existant. Le choix du scénario d’incendie retenu a été réalisé parmis les scénarios types issus d’une analyse de risque générique, et présentés au chapitre 5.4 :

Foyer Scénario Commentaire

Feu bien ventilé menant au flashover Scénario S2c Risque évalué dans la circulation

Tableau 3-1 : Example d’application, scénario évalué

Le scénario de feu envisagé ici est celui d’une mise à feu volontaire :

Dans une chambre louée, un occupant met le feu au matelas du lit puis s’enfuit, non sans avoir bloqué la porte en position ouverte, permettant ainsi l’alimentation du foyer en oxygène (en supplément de la CTA), et la propagation des effluents vers la circulation centrale.

Le feu se propage ensuite aux éléments attenants, impliquant donc d’autres matériaux, puis graduellement à l’ensemble de la chambre.

Soufflage

Porte

Détecteur de fumées

Capteurs virtuels

- 68 -

Au moment de la détection des fumées dans le couloir, la CTA est coupée, mais pas la VMC.

4 CONSTRUCTION DE LA CINETIQUE DU FOYER SOURCE

Compte tenu du scénario envisagé, le foyer source se décompose comme suit :

– Croissance en ².tQ α=& jusqu’à l’atteinte de FOQ& (débit calorifique au flashover

calculé selon Mc Caffrey, résolutions selon différents auteurs, et si compatible avec

MAXQ& calculé avec seulement la porte comme ouverture, selon la méthode de Petterson) ;

– Au flashover, bris de vitrage1 et croissance brusque de FOQ& à MAXQ& (débit

calorifique post-flashover calculé selon Petterson, porte et fenêtre ouverte) ;

– Temps de combustion selon la charge calorifique disponible (avec une efficacité de combustion de 80 %)

– Extinction (en ².tQ α=& inversé, rapide)

– ∆Hc fonction des combustibles présents (tabulé)

– Taux de production d’espèces toxiques tabulé changeant pour les différentes phases de l’incendie

4.1 CROISSANCE ².tQ α=&

La vitesse de développement du foyer est choisie en considérant les valeurs issues du National Fire Protection Association (Babrauskas, 1979, 1983a ; NFPA, 1993a), à savoir :






Pallettes en PE empilées sur 1 mètre de hauteur 0.0469



Tableau 4-1 : Valeurs de α possibles en fonction du type de combustible, sources NFPA

Dans le scénario étudié, la valeur retenue est celle correspondant au Matelas en PU, soit 0.0469 kW/s²

1 Remarque : en l’état de l’art, il n’existe pas de critère fiable permettant de définir le moment où un bris de vitrage se produit. D’une part, il dépend de nombreux paramètres, et d’autre part, à paramètres constants, le bris de vitrage est peu répétable. Le bris de vitrage proposé ici est donc le fruit d’une hypothèse raisonnable, qu’il conviendrait de détailler plus avant dans une étude réelle.

- 69 -

4.2 CALCUL DES DEBITS MAX , MAXQ& METHODE DE PETTERSON

Selon la méthode de Petterson, cWc HHAQ ∆⋅⋅⋅=•

09,0

Dans le cas de l’expertise réalisée sur une chambre d’hôtel réelle, la charge calorifique totale était de 10 000 MJ environ, pour environ 600 kg de matière combustible, ce qui représente environ 16 700 kJ/kg. Le rapport entre PCI (utilisé pour calculer la charge calorifique) et l’enthalpie de combustion chimique est en moyenne (Bdd LNE) de 0,7 environ. L’enthalpie de combustion retenue est donc d’environ 11 800 kJ/kg.

Dans ces conditions, et considérant porte et fenêtre telles que définies ci-avant :

- Avec porte seule : MAXQ& = 2 596 kW soit 2,6 MW

- Avec porte et fenêtre (en cas d’occurrence du flashover) : MAXQ& = 5 924 kW soit 5,9 MW

4.3 CALCUL DU DEBIT CALORIFIQUE AU FLASHOVER SELON MC CAFFREY

Le débit calorifique nécessaire pour mener au flashover est calculé par la méthode de McCaffrey, selon la résolution de différents auteurs :

Résolution Débit calorifique nécessaire au flashover

Temps d’atteinte (courbe α.t²)

Résolution de Thomas 1.7 MW 190 s

Résolution de Drysdale 2.8 MW 244 s

Résolution de Peacock 3.4 MW 269 s

Résolution de Hägglund & Babrauskas

2.2 MW 216 s

Tableau 4-2 : Débit calorifique nécessaire au flashover, résolution selon différents auteurs

Les valeurs calculées ici sont compatibles avec le débit max calculé avec la porte seule. Il y a donc bien occurrence du flashover, bris de vitre à ce moment, et montée de

MAXQ& (porte seule) à MAXQ& (porte+fenêtre).

4.4 DECROISSANCE )².( ttQ f −= α&

La valeur retenue pour α est la plus forte, signe d’une décroissance extrêmement rapide, une fois la majeure partie du combustible épuisée, soit 0.1876 kW/s².

Dans ces conditions, le temps de décroissance est de 3 minutes environ (178 s).

4.5 DUREE DU PLATEAU

Compte tenu de la valeur choisie pour α, la période de croissance, de 0 s à MAXQ& (porte seule) s’effectue en 235 s environ.

L’énergie totale dégagée par la combustion est alors de 204 MJ environ (obtenue par intégration du débit calorifique sur l’intervalle [0 ; 235 s])

De même, la décroissance de MAXQ& (porte+fenêtre) à 0 kW s’effectue en 178 s environ, et représente environ 351 MJ

- 70 -

La montée de MAXQ& (porte seule) à MAXQ& (porte+fenêtre), estimée s’effectuer en 30 s, représente environ 128 MJ.

La charge calorifique totale est d’environ 10 000 MJ, et l’efficacité de la combustion considérée est de 80 %. Il reste donc environ 7 300 MJ disponibles pour la combustion pendant le flashover. Compte tenu du MAXQ& (porte+fenêtre) de 5,9 MW calculé précédemment, le plateau a donc une durée d’environ 20 min.

4.6 SYNTHESE

Le foyer ainsi calculé est caractérisé par la courbe suivante :

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Temps (s)

Déb

it C

alor

ifiqu

e (k

W)

Graphique 4-1 : Débit calorifique du foyer de la chambre d’hôtel

Ce feu est schématiquement décomposé en 3 phases :

- une première phase de croissance, bien ventilée, de 0 à 235 s, impliquant principalement un matelas en polyuréthane ;

- une deuxième phase de montée au flashover puis de flashover, sous-ventilée, et impliquant tous les matériaux de la pièce, et s’étalant de 235 s à 1470 s ;

- une troisième phase de descente, bien ventilée, impliquant tous les matériaux de la pièce et durant de 1470 s à 1650 s.

La durée complète de l’incendie dans le local (en excluant toute propagation au dehors) est donc d’environ 27 min 30 s.

5 DETERMINATION DES FRACTIONS MASSIQUES D’ESPECES PRODUITES

Du Graphique 4-1 de la présente annexe, trois étapes de feu se dégagent.

La matrice de production d’espèces pour chaque matériau comprendra donc 3 colonnes, dont la première et la troisième seront équivalentes. Elle est présentée ci-après.

Par souci de simplification dans cet exemple, 5 gaz seulement sont considérés

Feu bien ventilé Feu sous ventilé

Feu bien ventilé

- 71 -

Matériau M Feu bien ventilé

(WVF1)

Feu Post-Flashover

(PFF)

Feu bien ventilé

(WVF2)

CO COWVF COPFF COWVF

CO2 CO2 WVF CO2 PFF CO2 WVF

HCN HCNWVF HCNPFF HCNWVF

HCl HClWVF HClPFF HClWVF

NO2 NO2 WVF NO2 PFF NO2 WVF

Seuls les matériaux principaux sont considérés dans cet exemple. Il s’agit :

Matériau Charge calorifique Proportion de la charge calorifique totale

Panneau de particule + décor mélaminé (meubles, placards, etc.)

3 700 MJ 37 %

Bois (pin, chène, etc., notamment pour le sommier du lit)

2 300 MJ 23 %

PP + Latex (dossier moquette) PA (endroit moquette) 900 MJ 9 %

Polyuréthane (Matelas, sofa, canapé, etc.) 800 MJ 8 %

Polyester chargé (Baignoire, éléments de salle de bain) 500 MJ 5 %

Tableau 5-1 : Matériaux principaux de la chambre d’hôtel, en fonction de la charge calorifique

Ces matériaux représentent plus de 80 % de la charge calorifique globale.

A défaut de données expérimentales pour ces matériaux, mesurées selon les conditions d’essai présentées dans le Tableau 5-1, les matrices correspondantes ont été déterminées comme suit, afin d’obtenir des taux de production compatibles avec la formule brute des matériaux et les conditions de ventilation, tout en se basant sur des hypothèses sécuritaires.

Les hypothèses suivantes ont été considérées :

- la production de suie a été négligée. Les carbones normalement consommés par les suies sont donc disponibles pour la production de CO, CO2 et HCN et conduisent donc à maximiser ceux-ci ;

- une partie importante de l’azote provenant du matériau est dégagée sous forme de diazote N2 [43]. Ainsi, au cône calorimètre, des valeurs aussi faibles que 3 % environ ont été rencontrées. Aussi, il est considéré ici que 10 % de l’azote présent initialement dans le matériau est dégagé sous forme de NO2 et HCN.

- 72 -

- Dans les fouchettes applicables aux rapports CO / CO2 selon les conditions de ventilation, telles que présentées au chapitre 5.7.2, la valeur choisie est celle qui tend à favoriser la production de monoxyde de carbone (CO), au détriment du dioxyde de carbone (CO2), moins toxique. Ainsi :

o Feu bien ventilé : [CO] / [CO2] = 0.05 ;

o Feu post-flashover : [CO] / [CO2] = 0.4.

Pour déterminer de façon pratique les valeurs nécessaires à l’établissement des matrices de production d’espèce, la méthodologie suivante à été employée :

- Toutes les espèces produites (ici au nombre de 5 : CO, CO2, HCl, HCN, NO2) se partagent les éléments présents dans la formule brute du matériau considéré (CaHbOcNdCle). Aucune part de ces éléments n’a été considérée comme consommée par d’autre gaz ;

- HCN entrant dans le bilan pour le carbone et l’azote, il est considéré en premier. Ainsi :

o L’azote (N) restant sera entièrement dévolu à NO2 ;

o Le carbone restant sera entièrement dévolu à CO et CO2, dans des proportions relatives respectant le rapport [CO] / [CO2] choisi pour un régime de combustion donné.

- A défaut d’information plus précise, le taux de dégagement pour HCN est déterminé comme suit :

o Pour le feu sous-ventilé (post-flashover), la valeur est extraite de la base de données du LNE pour des essais au four tubulaire sous air à 600 °C selon la norme NF X 70-100-1 et –2, sur des matériaux similaires. A titre d’exemple, la production moyenne d’HCN pour la mousse de polyuréthane lors de ces essais est de 25 mg/g (25 mg d’HCN produit pour 1 g de matériau brûlé). Cette hypothèse est fondée sur le fait que les conditions de ventilation dans le four tubulaire (renouvellement d’air 2 l/min) ne sont pas suffisantes pour assurer une flamme bien ventilée ;

o Pour le feu bien ventilé : HCN est un produit de combustion incomplète et apparaît peu dans les conditions de ventilation suffisante [43] : même s’il est produit à la base des flammes, il est rebrûlé dans celles-ci et les produits finaux sont notamment des oxydes d’azote (NOx) Toutefois, il ne disparaît pas complètement car même en conditions de ventilation globalement suffisantes, on peut s’attendre à trouver des zones dans la flamme où la ventilation n’est pas suffisante. Aussi, pour refléter ce point, il est estimé qu’un dixième de la valeur utilisée pour le feu sous-ventilé est produite dans un feu bien-ventilé.

- La teneur en NO2 est calculée sur la base de l’azote restant après consommation par HCN. D’autres espèces azotées sont bien sûr produites (notamment les NOx, NH3) mais :

o Ces autres espèces ne sont pas considérées dans cet exemple ;

o Utiliser NO2 comme substitut pour tous les NOx est sécuritaire : les concentrations critiques pour NO2, telles que données dans les IDLH 1987 et 1994, AEGL et LC50 sont bien en-dessous de celles de NO [11] ;

o La valeur utilisée pour HCN provenant d’essais au four tubulaires, où bien d’autres espèces azotées que NOx et NH3 sont produites. Par conséquent, utiliser l’azote restant pour calculer la concentration de NO2 produit est sécuritaire.

- HCl est calculé sur la base de l’élément Cl disponible ;

- 73 -

- CO et CO2 sont calculés sur la base du carbone restant après consommation pour la production de HCN, et en proportions relatives respectant le rapport [CO] / [CO2] choisi pour un régime de combustion donné.

Il est bien entendu que la présente méthodologie pour calculer les taux d’espèces produites est un exemple simplifié, reposant sur des hypothèses sécuritaires. La représentativité des valeurs calculées en suivant cette méthodologie simplifiée n’est pas garantie, et cette dernière ne doit donc pas être utilisée en dehors de cet exemple illustratif.

Les matrices obtenues pour les différents matériaux sont les suivantes :

Panneau particule + mélamine

Feu bien ventilé (WVF1)

Feu Post-Flashover

(PFF)


CO (kg.kg -1) 0.071 0.375 0.071

CO2 (kg.kg -1) 1.427 0.939 1.427

HCN (kg.kg -1) 0.001 0.007 0.001

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.014 0.003 0.014

Bois Feu bien ventilé (WVF1)

Feu Post-Flashover

(PFF)


CO (kg.kg -1) 0.076 0.401 0.076

CO2 (kg.kg -1) 1.513 1.002 1.513

HCN (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

PP+Latex+PA

(moquette)


Feu Post-Flashover

(PFF)


CO (kg.kg -1) 0.136 0.717 0.136

CO2 (kg.kg -1) 2.717 1.792 2.717

HCN (kg.kg -1) 0.001 0.008 0.001

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.013 0.001 0.013

- 74 -

Mousse PU Feu bien ventilé (WVF1)

Feu Post-Flashover

(PFF)


CO (kg.kg -1) 0.101 0.524 0.101

CO2 (kg.kg -1) 2.014 1.311 2.014

HCN (kg.kg -1) 0.003 0.025 0.003

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.009 0.000 0.009

Polyester Feu bien ventilé (WVF1)

Feu Post-Flashover

(PFF)


CO (kg.kg -1) 0.121 0.639 0.121

CO2 (kg.kg -1) 2.413 1.598 2.413

HCN (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

Les données du scénario d’incendie, permettant de calculer la matrice caractéristique de la pièce, sont données dans le tableau ci-après.

Matériau Croissance + montée Plateau Descente

Panneau de particule + décor mélaminé 0 % 47 % 50 %

Bois (pin, chène, etc.) 10 % 29 % 31 %

Polyuréthane (Matelas) 90 % 7 % 0 %

PP + Latex (dossier moquette) 0 % 8 % 8 %

Polyester chargé (Baignoire) 0 % 6 % 7 %

Polyamide (moquette) 0 % 4 % 4 %

Total 100 % 100 % 100 %

Tableau 5-2 : Contribution des matériaux présents, selon le stade de développement de l’incendie dans la pièce

- 75 -

Dans la première partie de l’incendie (mise à feu du matelas), seule la mousse de polyuréthane contribue significativement. Le sommier du lit est sollicité également, mais dans une moindre mesure.

Dans la deuxième partie (post-flashover), l’ensemble des matériaux contribue, chacun selon son poids relatif sur la charge calorifique de la pièce.

Dans la dernière partie (Descente), l’ensemble des matériaux contribue, hormis le matelas qui, étant la source primaire de l’incendie, a été complètement consommé dans la phase de plateau.

L’ensemble de ces contributions a été calculé pour être compatible avec la charge calorifique que représente :

- chacun des stades de développement du feu (consommation) ;

- chacun des matériaux (contribution).

Affectées de ces facteurs de proportionnalité, il est possible de calculer la matrice de production d’espèces pour la pièce, selon la formule présentée au chapitre 5.7.1 :

[ ] [ ] [ ] [ ]

⋅+

⋅+

⋅= ∑∑∑=== 1

0

0

0

1

0

0

0

1

1),(

1),(

1),( iii M

n

iPFFiM

n

iWVFiM

n

iSFiPièce PPP

La matrice résultante est la suivante :

Pièce Feu bien ventilé (WVF1)

Feu Post-Flashover

(PFF)


CO (kg.kg -1) 0.098 0.449 0.084

CO2 (kg.kg -1) 1.964 1.122 1.679

HCN (kg.kg -1) 0.002 0.006 0.000

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.008 0.001 0.008

La valeur pour HCN à l’étape de feu post flashover est de 0,006 kg.kg-1, ce qui peut paraître faible compte tenu de la valeur de 0,025 kg.kg-1 affectée à la mousse PU pour cette phase. Toutefois, celle-ci ne contribue que pour 7 % au dégagement d’espèces à ce stade de l’incendie (contre 90 % dans la première phase), et cette valeur faible en apparence ne signifie pas une faible production en termes de quantité totale dégagée. En effet, le débit calorifique est beaucoup plus important dans la phase de feu Post-Flashover comparée à la première phase, et le débit de production massique de gaz est de ce fait plus élevé également. Il s’ensuit que la production d’HCN totale suit bien les quantité susceptibles d’être libérées par la mousse PU (et les autres contributeurs en HCN).

- 76 -

A titre d’exemple, la valeur de CO2 pour le feu bien ventilé WVF1 est calculée de la façon suivante :

- 10 % de participation du bois, avec un taux de production de 1,573 g.g-1 ;

- 90 % de la mousse PU avec un taux de production de 2,014 g.g-1.

Il s’ensuit [CO2]WVF1 = 0,1 . 1,573 + 0.9 . 2,014 = 1,964 g.g-1.

Cette matrice obtenue pour la pièce permet désormais de calculer, en fonction de la quantité de chaque espèce traceuse mesurée en un point et à un instant donnés, la quantité finale pour chacun des gaz considérés.

6 EVACUATION ET EFFETS DU FEU

Le scénario d’évacuation dans l’exemple choisi est volontairement simplifié. Comme indiqué dans le chapitre traitant de la méthodologie, il conviendrait de prendre en compte le comportement humain, les phénomènes de préséance, d’affiliation, etc.

Dans le présent exemple, nous considérons deux personnes qui commencent leur évacuation à des instants différents : le temps dit de prémouvement peut en effet varier énormément selon les individus, et les activités dans lesquelles ils sont impliqués au moment où l’alarme retentit.

La première personne qui traverse la circulation de part en part décide de partir 100 s après le départ de l’incendie, soit environ 1 min après le déclenchement de l’alarme, ce qui est très court et correspond – par exemple – à une personne éveillée, connaissant bien les lieux, au fait des consignes d’incendie et des dangers inhérents à ce type de situation, et non impliquée dans une activité captivante.

Malgré sa rapidité de réaction et le déclenchement du dispositif du désenfumage, les conditions de visibilité sont déjà notablement dégradée (voir illustrations ci-dessous).

Illustration 6-1 : Dégradation de la visibilité dans la circulation à t0 + 100 s

Aussi, la vitesse de la personne est-elle impactée, et sa vitesse de déplacement est réduite à 0,5 m.s-1 [24].

La deuxième personne, qui emprunte le même chemin, se décide beaucoup plus tard : elle commence à emprunter la circulation à partir de 400 s, soit près de 6 min après le retentissement de l’alarme.

Là encore, les conditions de visibilité sont dégradées (voir ci-dessous), mais pas beaucoup plus que pour la personne ayant évacué précocement. Aussi, la même vitesse de déplacement de 0,5 m.s-1 est-elle choisie.

Sens du déplacement

- 77 -

Illustration 6-2 : Dégradation de la visibilité dans la circulation à t0 + 400 s

Dans ces conditions d’évacuation, les teneurs en espèces traceuses et les températures et flux caractéristiques, telles que rencontrées lors du passage de la personne sont prises en compte et les FED (asphyxiant et thermique) et FEC (irritants) sont calculées en continu.

Le résultat est présenté dans le graphique ci-après :

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Longueur parcourue dans le couloir (m)

Val

eurs

FE

D-F

EC

FED asphyxiants (100 s)FEC irritants (100 s)FED thermique (100 s)FED asphyxiants (400 s)FEC irritants (400 s)FED thermique (400 s)

Graphique 6-1 : Evolution des FED et FEC, selon la distance parcourue dans la circulation

Le premier occupant qui emprunte la circulation à t = 100 s ne rencontre en fait pas de difficulté particulière jusqu’aux abords de la porte : le feu n’a pas encore atteint le flashover, et les concentrations trouvées dans la circulation sont dues à la première phase du feu. Aussi, les conditions étant bien ventilées, il y a relativement peu de CO, et la FEDasphyxiants ne monte que très progressivement et reste très en deça de la limite de 1 ou même de 0,3.

Au passage devant la porte, cette personne est soumise à des effets thermiques importants, mais non incapacitants : la FEDthermique subit une élévation soudaine à cet instant, mais reste inférieure à 0,3. En revanche, cette personne est soumise à une concentration assez importante en gaz irritants, qui pourrait compromettre son évacuation : la FEC atteinte est de 0,57, ce qui est en dessous de 1, mais au dessus de 0,3. Certaines personnes seraient donc incapacitées à ce point.

- 78 -

Le deuxième occupant qui emprunte la circulation est soumis à une proportion moindre de gaz irritants : la FEC est systématiquement inférieure à celle subie par le premier occupant. A 400 s en effet, la proportion de gaz provenant de la première phase de feu bien ventilé est devenue très faible : ces gaz ont été transportés à distance du foyer et repris par la ventilation de désenfumage. La concentration résiduelle dans le couloir est faible. A l’inverse, les gaz issus de la deuxième phase du feu sont très présents. Or, la première phase du feu est, en proportion, plus pourvoyeuse de gaz irritant (NO2) que la seconde phase, caractérisée par une production plus importante de gaz asphyxiants (CO, HCN).

Les illustrations ci-dessous montrent les concentrations en espèces traceuses à 100 s et à 400 s, pour les deux espèces responsables des phases une et deux du feu.

Espèce Traceuse n°1

Feu bien ventilé 1 (WVF1)

Espèce Traceuse n°2

Feu Post-Flashover (PFF)

t = 100 s

t = 400 s

Illustration 6-3 : Concentrations en espèces traceuses, à deux instants La couleur bleu indique une concentration nulle, la couleur rouge indique une

concentration supérieure ou égale à 0,05 mol/mol.

La FEDasphyxiants reflète bien cette différence d’effet selon le moment du passage dans la circulation, puisqu’elle monte plus vite que pour le premier occupant. Aux abords de la porte, la montée est quasi instantanée et va bien au-delà des seuils acceptables. Toutefois, la FEDthermique monte avant la FEDasphyxiants, et cet occupant sera incapacité dans un premier temps par les effets thermiques.

Il est important toutefois de ne pas généraliser sur cet exemple : d’autres scénarios d’incendie, d’autres volumes mis en œuvre auraient mené à d’autres conclusions. Notamment, plus loin du foyer, les fumées ayant refroidi ont de ce fait tendance à se

- 79 -

déstratifier, et la couche « froide » peut devenir fortement contaminée. Les effets toxiques dans ce cas seraient alors plus importants que les effets thermiques.

Par ailleurs, l’évacuation telle que traitée dans ces deux premiers exemples est partiellement décorrelée des effets : seule la visibilité à été prise sommairement en compte pour ajuster la vitesse de déplacement des deux occupants considérés. En revanche, les deux occupants persistent à avancer dans la circulation, même et y compris si la concentration en irritants et les effets thermiques ressentis pourraient les en dissuader. Ce point reste toutefois à discuter puisque G.Proulx précise [24] que dans la plupart des cas, les personnes en situation d’évacuation s’attendent à devoir traverser des zones enfumées et, bien qu’elles sachent que la fumée tue, n’en persisteront pas moins à traverser celle-ci. En effet, savoir que la fumée peut s’avérer léthale ne signifie pas savoir estimer à quel point d’une part, et d’autre part, la connaissance d’une sortie proche peut s’avérer une motivation suffisamment forte pour s’aventurer dans la fumée.

Afin d’étudier l’effet d’un changement de comportement lié à la quantité de fumée et aux effets perçus, l’exemple ci-dessus de l’occupant commençant à évacuer à 400 s est traité ci-après avec une modification importante : la personne décide de rebrousser chemin et de ne pas traverser la fumée perçue comme très dense, et sans visibilité de l’état de la circulation derrière.

Illustration 6-4 : Accumulation des fumées dans la circulation, telle que perçue par un occupant s’y aventurant


- 80 -

En faisant l’hypothèse que l’’occupant décide de rebrousser chemin alors qu’il a parcouru 6 m dans la circulation, on obtient les courbes suivantes pour les FED et FEC subies par l’occupant.

0.0

0.1

0.2

1 2 3 4 5 6 5 4 3 2 1

Position atteinte dans la circulation (m)

Val

eurs

FE

D-F

EC

FED asphyxiants (400 s)

FEC irritants (400 s)

FED thermique (400 s)

Graphique 6-2 : Evolution des FED et FEC, selon le point atteint dans le couloir

Ce graphique montre que sa décision a été salutaire pour l’occupant : les quantités d’asphyxiants et d’irritants rencontrés sont insuffisantes pour provoquer l’incapacitation. De même, la dose thermique reçue reste très en dessous de la valeur limite de 0,3. L’occupant serait donc susceptible de poursuivre son évacuation vers une autre sortie.

Notons toutefois, comme souligné plus haut, que ce type de comportement n’est pas nécessairement le plus fréquent malgré sa bonne adaptation à la situation.

Dans ce graphique, il convient également de remarquer que la FEDthermique évolue moins vite que la FEDasphyxiants. Ce point est en faveur du fait que lorsque l’on se trouve suffisamment à distance du foyer pour ne pas en subir les effets thermiques directs (convectif et radiatif), alors le danger lié à la toxicité des fumées devient prépondérant.

Fin de l’ANNEXE 2

- 81 -

Annexe 3 – Exemple d’application Feu dans le local laverie d’un restaurant

Cette annexe présente l’application de la méthodologie à un second cas pratique.

Le choix s’est porté sur l’étude de l’impact du feu dans un bâtiment recevant du public de type restaurant self-service. Seul le scénario d’un incendie dans le local laverie de ce restaurant, situé en contact immédiat avec le public, est considéré dans cet exemple d’application. Par ailleurs, seuls les locaux principaux y sont détaillés.

1 CARACTERISTIQUES DES LOCAUX

Le restaurant possède un hall d’entrée menant sur le « scramble », zone où sont disposés les plats, les plateaux repas ainsi que les couverts. Le restaurant dispose d’un bloc-cuisine ouvert sur le scramble et la salle de restauration qui totalise une superficie de 570 m² environ. Les caisses se trouvent à l’interface entre ces deux zones.

Le local étudié dans cet exemple est le local laverie, en contact direct avec la salle de restauration, et aux abords duquel sont déposés les plateaux à la fin des repas sur un système de convoyage.

La géométrie des lieux est la suivante :

Illustration 1-1 : Plan du restaurant étudié – Rez-de-chaussée

Hall d’entrée

Salle Restauration

Local laverie

Cuisine ouverte

Scramble

Exutoire n° 1

Exutoire n° 2 Ouvrants

Caisse

1

2

3

4

5

- 82 -

Les voies de dégagement sont indiquées en vert sur la figure ci-avant.

1.1 LOCAL LAVERIE

Le local laverie est de dimensions 5,75 m x 5,25 m pour une hauteur sous plafond de 2,70 m environ. Les hottes d’extraction qui y sont présentes servent à la fois à l’extraction des vapeurs et au désenfumage car équipées d’un ventilateur de désenfumage possédant une résistance minimale 400°C-2h à l’alimentation proté gée. L’extraction s’effectue avec un débit nominal de 3500 m3/h. Un soufflage est réalisé en partie haute avec un débit de 3000 m3/h. Hormis la porte du local, fermée pendant le service, la seule ouverture est le passe-plateau, de dimension 0,75 m x 0,75 m et situé à une hauteur de 1 m du sol.

1.2 BLOC-CUISINE OUVERT

Le bloc-cuisine ouvert est désenfumé à raison de 6500 m3/h, par les hottes d’évacuation des vapeurs de cuisine, également équipées d’un ventilateur de désenfumage 400 °C-2 h à l’alimentation protégée. Il est séparé de la salle de restauration par un écran de cantonnement d’une hauteur supérieure à 50 cm.

1.3 SALLE DE RESTAURATION

La salle de restauration, d’une superficie de 570 m², a une hauteur sous plafond variant de 3,25 m à 3,50 m. La grande longueur de la salle de restauration est longue d’environ 32 m. Elle dispose de :

- 3 ouvrants de désenfumage de dimension 0,59 m x 1,12 m ;

- 2 exutoires de dimensions respectives 1 m x 1 m et 2 m x 1 m.

Les ouvrants de désenfumage se trouvent sur la façade de droite du bâtiment, aux emplacements suivants :

Illustration 1-2 : emplacement des ouvrants sur la façade E-S-E

Par ailleurs, cette salle de restauration est équipée d’une Centrale de Traitement d’Air (CTA) délivrant un débit de 9000 m3/h. La circulation de l’air est assurée en partie haute de la salle par :

o 16 bouches de soufflage ( 8 bouches de 0,036 m², 8 bouches de 0.26 m²), o 2 bouches d’extraction de 0.325 m² de surface géométrique et une bouche

d’extraction (espace café) d’une surface géométrique de 0.16 m².

Ouvrant n°1 Ouvrant n°2 Ouvrant n°3

- 83 -

1.4 MAILLAGE

Le maillage employé dans la simulation est un maillage cartésien cubique homogène, dont les mailles font 25 cm de côté. En toute rigueur, l’influence de ce maillage aurait dû être étudiée, pour en évaluer l’impact sur le résultat final. Toutefois, compte tenu du fait que les foyers employés sont des foyers standards imposés (par opposition à des foyers à développement calculé), cette résolution est adaptée pour l’étude du déplacement des fumées et gaz émis.

Illustration 1-3 : Maillage de l’espace – mailles de 25 cm

Le maillage ainsi réalisé est composé d’environ 300 000 mailles.

2 CRITERE

Conformément au chapitre 5.4 de la partie principale du rapport, une valeur limite de 0,3 pour la FEC, la FEDtoxique et la FEDthermique est choisie comme référence pour déterminer le succès ou l’échec d’un scénario d’évacuation donné.

3 ANALYSE DE RISQUE

Basée sur des travaux réalisés en 2007, l’analyse de risque a permis de mettre en évidence plusieurs locaux dans ce restaurant pouvant présenter un risque immédiat pour le public.

Par souci de simplification dans le cadre de cet exemple d’application, un seul scénario est étudié, qui est celui d’un départ de feu dans le local plonge du restaurant, identifié comme l’un des deux scénarios importants dans l’étude initiale.

- 84 -

Ce type de scénario, avec montée progressive en puissance et survenue de flashover est très similaire au Scénario S2c présenté au chapitre 5.4 :

Foyer Scénario Commentaire

Feu bien ventilé menant au flashover Scénario S2c Risque évalué hors du local plonge

Tableau 3-1 : Example d’application, scénario évalué

L’équipement principal de ce local est la machine à laver la vaisselle, caractérisée par trois cheminements sur lesquels évoluent les bacs portant les plateaux, assiettes et couverts. Ces cheminements présentent des rouleaux en polyamide (environ 40, totalisant environ 70 kg de matière)

L’intérieur de la machine comporte des cartes électroniques en époxy et des câbles et conducteurs gaînés de polyoléfines. La masse mise en jeu est cependant mineure au regard des autres combustibles.

Les bacs de lavage sont en polypropylène. Les plateaux repas sont en polyester renforcé de fibres de verre. D’autres matières combustibles sont présentes dans le local en quantité mineure (déchets alimentaires, sacs poubelle, …), la plupart du mobilier est en acier, pour des raisons évidentes d’hygiène et de facilité d’entretien.

Les bacs de lavage sont stockés en hauteur sur une étagère située au-dessus de l’un des cheminements de la machine à laver, et représentent environ 30 kg de matière combustible. Les plateaux repas sont à proximité (environ 20 kg de matière combustible).

A noter que le personnel de la cuisine n’est pas présent en permanence au niveau de ce local. Un feu se déclarant pourrait donc bénéficier d’un certain laps de temps avant d’être découvert.

Le scénario d’incendie choisi est alors le suivant :

- Suite à un défaut de la machine en l’absence de personnel, les éléments électriques s’échauffent, et conduisent à l’ignition du foyer initial ;

- Ce foyer initial se propage aux bacs en polypropylène immédiatement attenants et la propagation se fait de bac en bac, avec une vitesse modérée. Les rouleaux en polyamide participent à la combustion au fil de l’extension du foyer. Le débit calorifique augmente ;

- Du fait de la nature du combustible des porte-plateaux (polypropylène thermofusible), le feu donne lieu à l’apparition d’une nappe enflammée. La montée en puissance du foyer s’accélère ;

- A ce stade, l’outil FPETOOLS 2.0 Fire Simulator du NIST indique la possibilité d’occurrence de flashover dans ce local, compte tenu des paramètres caractéristiques du local (combustible, ventilations, géométrie, …). A ce moment :

o Le débit calorifique maximal dépend alors de l’apport de comburant, et donc de la ventilation (ventilation mécanique et présence de l’ouverture). A noter que la ventilation mécanique de ce local, participant au désenfumage, n’est pas arrêtée durant toute la durée de l’incendie ;

o La durée de la combustion dépend de la quantité de combustible et des surfaces disponibles ;

o La fin de la combustion est atteinte lorsque la majeure partie du combustible est épuisée.

- 85 -

- Compte tenu de la charge calorifique présente, et de la durée du sinistre en résultant (inférieure à 15 min), la porte fermant le local plonge est considérée comme résistant à l’incendie et reste donc fermée pendant toute la durée de celui-ci. Par ailleurs, aucun matériau combustible extérieur au local n’étant à une distance suffisamment faible pour qu’il y ait propagation, l’incendie reste cantonné au local plonge.

A noter que dans le restaurant :

a. Les CTA de la salle de restauration et du local laverie, ainsi que les hottes du local laverie et du grill, dotées d’un ventilateur résistant à 400°C pendant 2h, fonctionnent à grande vitesse pendant toute la durée de l’incendie. Aucun dispositif d’arrêt d’urgence n’est prévu pour interrompre leur fonctionnement en cas de déclenchement du désenfumage naturel (en non-conformité identifiée par rapport au paragraphe 3.7.2 de l’IT 246-1982 et au paragraphe 5 de l’article DF3 révisé en 2004) ;

b. Les exutoires, les ouvrants et les blocs-portes donnant sur l’extérieur sont actionnés ou ouverts 2 min 30 s après le départ du feu (temps de détection + temps de pré-mouvement + temps de trajet des premiers arrivés au portes, et du personnel au système de déclenchement des exutoires et ouvrants) ;

c. La porte côté cafétéria étant plus directement impactée par les fumées, est considérée comme condamnée et n’est jamais ouverte.

4 CONSTRUCTION DE LA CINETIQUE DU FOYER SOURCE

Ici, la méthode de Petterson utilisée dans l’exemple d’application précédent ne peut être employée telle quelle du fait de la présence de la ventilation mécanique.

Le système abordé ici est complexe, puisque possédant :

- un apport d’air forcé par ventilation mécanique, à un débit entrant de 3000 m3/h ;

- une extraction forcée à un débit sortant de 3500 m3/h ;

- une ouverture passive (le passe-plateau) située à 1 m du sol et de dimensions 0,75 m x 0,75 m.

Compte tenu de l’élévation de température du fait du foyer, de la différence de densité de l’air chaud extrait par rapport à l’air frais apporté, des deux ventilations mécaniques et de l’ouverture passive, le système échappe à une analyse simple. En alternative aux méthodes analytiques utilisées précédemment, le foyer source sera donc intégralement déterminé à l’aide d’un logiciel de simulation de type zone. Le local étant susceptible de passer d’une situation à deux zones (couche chaude et couche froide) à une situation à une zone (local envahi de fumées), le logiciel Ozone de l’Université de Liège est choisi.

4.1 CARACTERISTIQUES DU FOYER

Les données à fournir au logiciel Ozone pour définir le foyer sont :

- le facteur de croissance du foyer, vu précédemment ;

- la surface maximale concernée par l’extension du foyer ;

- le débit calorifique surfacique maximal ;

- la charge calorifique surfacique ;

- l’enthalpie de combustion moyenne ;

- l’efficacité de la combustion ;

- le modèle de combustion.

- 86 -

4.1.1 Croissance ².tQ α=&

La vitesse de développement du foyer est choisie en considérant les valeurs issues du National Fire Protection Association (Babrauskas, 1979, 1983a ; NFPA, 1993a), à savoir :






Pallettes en PE empilées sur 1 mètre de hauteur 0.0469



Tableau 4-1 : Valeurs de α possibles en fonction du type de combustible, sources NFPA

Dans le scénario étudié, la valeur retenue est celle correspondant aux palettes en polyéthylène, proche par nature chimique et disposition des porte-plateaux en polypropylène présents dans le local plonge, soit α = 0.0469 kW/s².

4.1.2 Surface maximale concernée par l’extension du foyer

Compte tenu de la formation d’une flaque enflammée liée aux porte-plateaux en polypropylène, et de l’implantation de la machine à laver dans le local (en forme de U), l’hypothèse d’une surface maximale de 15 m² soit la moitié du local semble une hypothèse raisonnable.

4.1.3 Débit calorifique surfacique maximal

Le débit calorifique maximal utilisé est de 500 kW/m² : cette valeur est la valeur haute de la fourchette couramment employée pour les études de désenfumage. En effet, les combustibles présents sont hautement énergétiques.

4.1.4 Charge calorifique surfacique

L’ensemble des matériau totalise une charge calorifique de 3 500 MJ environ.

Cette charge calorifique est répartie sur l’ensemble de la surface d’extension du foyer, soit 15 m². Il faut dans ce calcul prendre en compte le facteur 1,qγ introduit par Ozone à ce stade

et de valeur 1,15.

La charge calorifique surfacique est alors de 205 MJ/m² environ.

- 87 -

4.1.5 Enthalpie de combustion moyenne

Le calcul de l’enthalpie de combustion moyenne est réalisé en employant les données suivantes, extraites de la base de données du LNE.

Matériau Masse (kg)

Enthalpie de combustion chimique

(kJ/kg)

Polyamide 70 27950

Polypropylène 30 37700

Polyester / Verre 20 22440

Tableau 4-2 : Enthalpie de combustion des principaux matériaux impliqués dans le foyer

L’enthalpie de combustion moyenne (pondérée) résultant de ces données est d’environ 30 MJ/kg

Remarque : l’enthalpie de combustion dépend des conditions dans lesquelles la combustion a lieu et varie donc selon le régime atteint. La valeur calculée ici, et supposée constante, a donc une valeur indicative.

4.1.6 Efficacité de la combustion

Ce paramètre permet de prendre en compte la différence qui existe entre le Pouvoir Calorifique tel que déterminé à la bombe calorimétrique, et l’enthalpie réelle de combustion constatée dans un régime donné de combustion.

L’enthalpie de combustion calculée au chapitre précédent prend déjà en compte ce paramètre. Aussi, la valeur de 80 % fournie par défaut par le logiciel est-elle à remplacer par la valeur de 100 %

4.1.7 Modèle de combustion

Trois modèles de combustion sont disponibles dans Ozone :

- No Combustion, avec lequel aucune influence de la ventilation n’est prise en compte, et principalement applicable lorsque les débits calorifiques et de perte de masse ont été mesurés ;

- External Flaming, avec lequel l’influence de la ventilation est prise en compte, mais ne limite pas le débit de perte de masse associé au débit calorifique. La combustion complémentaire a lieu en dehors du compartiment ;

- Extended duration, avec lequel l’influence de la ventilation est prise en compte et limite le débit de perte de masse et le débit calorifique, menant à une modification de la durée de l’incendie dans le local.

Dans la réalité, le débit de pyrolyse est lié à la fois à la disponibilité de l’oxygène et à la quantité nette d’énergie transférée aux matériaux. Aussi, c’est le modèle Extended duration qui semble le plus adapté à la réalité physique de l’incendie dans ce local.

- 88 -

4.2 CALCUL DU DEBIT CALORIFIQUE

Le foyer calculé par Ozone est caractérisé par la courbe suivante :

Graphique 4-1 : Débit calorifique du foyer de le local plonge

L’évolution de la concentration en oxygène dans le local, supposée uniforme, permet de repérer les différents régimes de combustion :

- entre 0 et 220 s, la concentration en oxygène est au-dessus de 15 %, le régime de combustion est bien ventilé ;

- après 220 s, la concentration en oxygène descend en-dessous de 15 %, et le régime de combustion entre dans une phase sous-ventilée ;

- à 270 s, les conditions de flashover sont atteintes dans le local et le débit calorifique augmente brutalement ;

- à partir de 990 s, la concentration en oxygène remonte au-dessus de 15 % et le régime de combustion retourne dans une phase bien ventilée.


Feu bien ventilé Feu sous ventilé

Feu bien ventilé

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

Temps (s)

Déb

it C

alor

ifiqu

e (k

W)

0%

5%

10%

15%

20%

25%

Con

cent

ratio

n en

oxy

gène

(%

)

- 89 -

4.3 PARTICIPATION DES MATERIAUX , PHASAGE DU FOYER

Selon le scénario précisé ci-avant, les matériaux sont impliqués comme suit :

Phase Temps Matériaux Combustion

1 De 0 s à 220 s Plateaux en polypropylène Rouleaux en polyamide (1) Bien ventilée

2 Entre 220 s et 270 s Plateaux en polypropylène Rouleaux en polyamide Sous ventilée

3 Entre 270 s et 990 s Tous les matériaux Sous ventilée

4 Au delà de 990 s Tous les matériaux (2) Bien ventilée

(1) les éléments électriques internes à la machine à laver sont négligés au regard de leur faible masse relativement à l’ensemble

(2) La phase 4 n’intéressant que moins de 1 % environ de la charge calorifique totale, elle sera négligée dans la suite de l’étude.

Tableau 4-3 : phasage du foyer, local plonge

Compte tenu du développement de l’incendie, les hypothèses suivantes sont formulées :

- Les plateaux en polypropylène contribuent surtout dans les phases 1 et 2, et relativement moins dans la phase 3, la majeure partie du polypropylène ayant déjà brûlé dans les phases antérieures ;

- Les rouleaux en polyamide contribuent significativement plus dans la phase 3 que dans les phases 1 et 2.

- Les plateaux en polyester/verre ne contribuent que lorsque le flashover est atteint, à savoir à partir de la phase 3.

5 DETERMINATION DES FRACTIONS MASSIQUES D’ESPECES PRODUITES

Du Tableau 4-3 de la présente annexe, trois étapes de feu se dégagent.

La matrice de production d’espèces pour chaque matériau comprendra donc 3 colonnes, dont la deuxième et la troisième seront équivalentes. Elle est présentée ci-après.

Par souci de simplification dans cet exemple, 5 gaz seulement sont considérés


- 90 -

Matériau M Feu bien ventilé (WVF)

Feu Sous-Ventilé (PFF1)


CO COWVF COPFF COPFF

CO2 CO2 WVF CO2 PFF CO2 PFF

HCN HCNWVF HCNPFF HCNPFF

HCl HClWVF HClPFF HClPFF

NO2 NO2 WVF NO2 PFF NO2 PFF

Seuls les matériaux principaux sont considérés dans cet exemple. Il s’agit :

Matériau Charge calorifique Proportion de la charge calorifique totale

Polyamide 1 960 MJ 55 %

Polypropylène 1 130 MJ 32 %

Polyester / Fibres de verre 450 MJ 13 %

Tableau 5-1 : Matériaux principaux du local plonge, en fonction de la charge calorifique

A défaut de données expérimentales pour ces matériaux, mesurées selon les conditions d’essai présentées dans le Tableau 5-1, les matrices correspondantes ont été déterminées de la même façon que dans l’exemple d’application précédent.


- 91 -

Les matrices obtenues pour les différents matériaux sont les suivantes :

Polyamide Feu bien ventilé (WVF)


Feu Sous Ventilé (PFF2)

CO (kg.kg -1) 0.108 0.563 0.563

CO2 (kg.kg -1) 2.157 1.408 1.408

HCN (kg.kg -1) 0.002 0.023 0.023

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.038 0.002 0.002

Polypropylène Feu bien ventilé (WVF)



CO (kg.kg -1) 0.146 0.773 0.773

CO2 (kg.kg -1) 2.917 1.932 1.932

HCN (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

Polyester / Verre

Feu bien ventilé (WVF)



CO (kg.kg -1) 0.121 0.639 0.639

CO2 (kg.kg -1) 2.413 1.598 1.598

HCN (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

Les données du scénario d’incendie, permettant de calculer la matrice caractéristique de la pièce, sont données dans le tableau ci-après.

- 92 -

Matériau Phase 1 Phase 2 Phase 3

Polyamide 33 % 33 % 57 %

Polypropylène (Matelas) 67 % 67 % 29 %

Polyester / Verre 0 % 0 % 14 %

Total 100 % 100 % 100 %

Tableau 5-2 : Contribution des matériaux présents, selon le stade de développement de l’incendie dans la pièce

L’ensemble de ces contributions a été calculé pour être compatible avec la charge calorifique que représente :

- chacun des stades de développement du feu (consommation) ;

- chacun des matériaux (contribution).

Affectées de ces facteurs de proportionnalité, il est possible de calculer la matrice de production d’espèce pour la pièce, selon la formule présentée au chapitre 5.7.1 :

[ ] [ ] [ ] [ ]

⋅+

⋅+

⋅= ∑∑∑=== 1

0

0

0

1

0

0

0

1

1),(

1),(

1),( iii M

n

iPFFiM

n

iWVFiM

n

iSFiPièce PPP

La matrice résultante est la suivante :

Pièce Feu bien ventilé (WVF)



CO (kg.kg -1) 0.133 0.703 0.634

CO2 (kg.kg -1) 2.663 1.757 1.585

HCN (kg.kg -1) 0.001 0.008 0.013

HCl (kg.kg -1) 0.000 0.000 0.000

NO2 (kg.kg -1) 0.013 0.001 0.001

Cette matrice obtenue pour la pièce permet désormais de calculer, en fonction de la quantité de chaque espèce traceuse mesurée en un point et à un instant donnés, la quantité finale pour chacun des gaz considérés.

- 93 -

6 EVACUATION

Le scénario d’évacuation dans le présent exemple d’application est là encore volontairement simplifié. Comme indiqué dans le chapitre traitant de la méthodologie, il conviendrait de prendre en compte le comportement humain, les phénomènes de préséance, d’affiliation, etc. d’autant que l’effectif présent dans ce restaurant peut s’élever à plusieurs centaines de personnes (jusqu’à 570 personnes théoriquement, sur la base d’une personne par m², au titre du public, le personnel ayant ses voies d’évacuation propres (article R123-19))).

En particulier, la question du chemin emprunté pour évacuer mérite d’être soulevée ici, alors que plusieurs routes d’évacuation sont disponibles : il est en effet fréquent que les personnes repartent d’un local par le chemin qu’elles ont emprunté en arrivant, chemin qui peut s’avérer plus long qu’en employant une sortie de secours plus proche.

De plus, les conditions d’évacuation sont compliquées ici du fait de l’important effectif mis en jeu, et du fait que l’ensemble des sorties disponibles ne seront pas nécessairement utilisées. Les sorties 1 et 2 ne sont en effet jamais employées en service normal. La sortie 3 est connue et employée régulièrement. La sortie 4 est la voie de sortie normale, mais est rapidement neutralisée du fait de sa proximité avec le foyer. La sortie 5 correspond à ressortir par le chemin employé pour pénétrer dans le bâtiment (voir ci-dessous).

Figure 18 : Sorties du restaurant et chemins d’évacuation évalués

1

2

3

4

5

Départ Chemin A

Chemin B

- 94 -

Une analyse complète de l’évacuation demanderait d’évaluer les conditions d’évacuation pour chacune des personnes présentes, en prenant en compte les temps caractéristiques de l’évacuation (détection, alerte, pré-mouvement, mouvement, etc.) et leurs variabilité, notamment du fait des phénomènes de congestion.

De plus, un niveau complémentaire d’analyse pourrait faire appel à des outils paramétriques permettant de tester plusieurs milliers de situations d’évacuation et d’évaluer pour chacune des personnes dans chacune des situations les conditions d’évacuation d’après les scénarios d’exposition correspondants. Il serait alors possible de dégager des probabilités de succès ou d’échec, des objectifs de temps, des stratégies d’évacuation et de tester plusieurs hypothèses.

Dans le cadre du présent exemple simplifié, nous ne considèrerons que quatre personnes, réparties sur deux chemins. Les quatre personnes partent de la zone « Départ » sur la Figure 18 :

- Deux empruntent le chemin en rouge (Chemin A ), qui traverse la salle du restaurant pour atteindre la sortie 3, régulièrement utilisée en service normal (contrairement aux sorties 1 et 2) ;

- Les deux autres personnes empruntent le chemin en bleu (Chemin B ), qui ne passe jamais aux abords du local plonge, mais le contourne par l’arrière (sortie 5). Ce chemin correspond à ressortir de l’établissement par le chemin emprunté pour y pénétrer.

Pour chaque chemin, chacune des deux personnes commence son évacuation à des instants différents : le temps dit de prémouvement peut en effet varier énormément selon les individus, et les activités dans lesquelles ils sont impliqués au moment où l’alarme est donnée.

6.1.1 Délai de détection de l’incendie

L’instant de détection correspond au moment où les fumées commencent à sortir par le local passe-plateau. Ce temps est pessimiste, puisque des personnes rapportent régulièrement leur plateau vers le local laverie. La visibilité est cependant mauvaise vers l’intérieur du local laverie.

Illustration 6-1 : dispersion des fumées, feu dans le local laverie à t = t0 + 60 s

- 95 -

La simulation 3D nous renseigne visuellement sur cet instant (voir Illustration 6-1) : les premières fumées deviennent visibles à t = t0 + 60 s environ. C’est donc ce temps de 60 s qui sera gardé comme référence pour le délai de détection.

6.1.2 Temps d’alarme

A partir du moment où le foyer est découvert, le temps nécessaire à la levée de doute puis au déclenchement de l’alarme est estimé, aux fins de cet exemple d’application, à 1 minute.

6.1.3 Temps de pré-mouvement

Ce temps est le temps nécessaire pour que l’information se propage du lieu de découverte à l’ensemble de la salle, et pour que les personnes présentes prennent la décision de se mettre en mouvement.

Ce temps est différent pour chaque occupant en situation d’évacuation. L’annexe E de la norme FD ISO 16738 [57] présente quelques Données sur les distributions des temps de pré-mouvement et leurs dérivées. Il en ressort que la distribution des temps de pré-mouvement suit approximativement une loi log-normale dont le profil dépend de la qualité de la gestion de la sécurité incendie (Illustration 6-2 ci-dessous).

Illustration 6-2 : Distribution des temps de pré-mouvement selon le niveau de gestion de la sécurité incendie au sein de l’établissement

Aux fins de cet exemple d’application, ce temps a été fixé au minimum à une minute.

Pour chaque chemin étudié, le premier occupant ne partira donc pas avant 180 s.

6.1.4 Trajet

L’évacuation va se dérouler dans des conditions de déplacement qui vont dépendre du degré de congestion des voies et des sorties d’une part, et des conditions de visibilité d’autre part.

- 96 -

Des données concernant les vitesses de déplacement sont fournies en annexe G de la norme FD ISO 16738. Notamment, l’équation de Nelson et Mowrer reliant la densité de personnes et la vitesse de déplacement, S, entre les limites de 0,54 pers/m2 et 3,8 pers/m2 :

S = k − a.k.D

où

D est la densité, en nombre de personnes par mètre carré;

k est 1,4 pour un déplacement horizontal;

a est égal à 0,266.

Ainsi, en considérant une densité moyenne de 2 personnes par mètre carré, on obtient une vitesse de déplacement de 0,65 m.s-1 et 0,28 m.s-1 pour 3 personnes par mètre carré. A partir de 3,8 personnes par mètre carré, la vitesse de déplacement est nulle.

Dans le SFPE Handbook [24], G.Proulx cite des vitesses normales de l’ordre de 1 m.s-1 pour un déplacement en conditions de bonne visibilité, 0,5 m.s-1, en cas de visibilité dégradée, et entre 0,2 et 0,4 m.s-1 pour une visibilité fortement dégradée.

Une méthode simple de prise en compte est également fournie dans le Guide des dossiers de sécurité des Tunnels Routiers, au chapitre E.2. [58], et citant 1 m.s-1 pour une visibilité claire, 0,5 m.s-1 en cas de visibilité fortement gênée, et 0,3 m.s-1 en l’absence de visibilité.

Il n’existe toutefois pas de guide précis permettant de prendre en compte simultanément les deux phénomènes. Aussi, dans le cadre de cet exemple, les valeurs simplifiées suivantes sont prises pour les vitesses d’évacuation, en considérant à la fois la visibilité et la congestion modérée des voies d’évacuation :

- visibilité correcte (≥ 10 m) : vitesse de déplacement = 0,5 m.s-1 ;

- visibilité dégradée (< 10 m) : vitesse de déplacement = 0,25 m.s-1.


- 97 -

Les illustrations ci-dessous montrent l’évolution de la visibilité à partir de 180 s et par pas de 60 s (le carré bleu correspond au local laverie), à hauteur moyenne de vision d’un homme ( à 1,5 m). Les zones où la visibilité est la meilleure (30 m) sont en rouge, les zones où la visibilité est minimale sont en bleu foncé. La limite de visibilité de 10 m est figurée en noir.

t = t 0 + 180 s

t = t 0 + 240 s

t = t 0 + 300 s

t = t 0 + 360 s

t = t 0 + 420 s t = t 0 + 480 s

Illustration 6-3 : Evolution de la visibilité dans le restaurant (en noir, la limite de 10 m)

Local Laverie

- 98 -

Il ressort de ces illustrations que la visibilité est bonne jusqu’à 4 min après le départ de feu, mais se dégrade très largement ensuite sur l’ensemble de l’établissement. Les conditions de déplacement optimales sont donc obtenues entre 180 s (premier occupant à partir) et 240 s.

Les illustrations ci-dessous montrent l’évolution de l’enfumage dans la salle du restaurant, de 180 s à 300 s, par pas de 30 s.

Illustration 6-4 : Accumulation de fumée dans la salle du restaurant

Les fumées restent mieux stratifiées aux abords du local-laverie : plus chaudes, elles ont une meilleure flottabilité et s’accumulent en partie haute. De plus, la proximité des exutoires permet d’en extraire une bonne partie.

Dans les autres zones du restaurant, la combinaison de la perte de flottabilité des fumées liée à leur refroidissement, et du brassage de l’air ambiant lié à la CTA, entraîne une destratification massive des fumées.


t = t0 + 180 s

t = t0 + 210 s

t = t0 + 240 s

t = t0 + 270 s

t = t0 + 300 s

- 99 -

Pour chaque chemin, nous allons considérer le départ d’un occupant à t0 + 200 s et le départ d’un occupant à t0 + 400 s. La vitesse de déplacement tient compte des conditions de visibilité.

Les deux occupants du chemin A seront désignés par A200 et A400, selon leur moment de départ. Les deux occupants du chemin B seront désignés par B200 et B400 selon leur moment de départ.

Pour le chemin A :

0.0

0.1

0.2

0.3

1 5 9 13 17 21 25 29 33

A200 : Point atteint dans le restaurant

Val

eurs

FE

D-F

EC




Graphique 6-1 : Effets subits par le premier occupant (chemin A)

Le premier occupant A200 – qui part à 200 s – parcourt la distance nécessaire à son évacuation sans subir d’effet notable. La valeur la plus importante est atteinte par l’exposition aux gaz irritants vers la fin de son parcours. La valeur de FEC atteinte reste cependant bien inférieure à la limite de 0,3. L’évacuation est réalisée sans difficulté pour cet occupant.

Remarque : les FED thermique et asphyxiant ne sont pas nulles au moment du départ, puisqu’elles intègrent la dose reçue dans la phase de pré-mouvement.

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1 5 9 13 17 21 25 29 33

A400 : Point atteint dans le restaurant

Val

eurs

FE

D-F

EC




Graphique 6-2 : Effets subits par le deuxième occupant (chemin A)

Critère limite 0,3

- 100 -

Le deuxième occupant – empruntant ce chemin en partant à 400 s (A400) – subit des effets thermiques majeurs qui compromettent son évacuation. Si la température qu’il subit est de l’ordre de 40 °C à 50 °C, avec un effet convectif r elativement faible, le flux incident auquel il est soumis monte à plus de 4 kW/m² au droit du local laverie. Les fumées qui s’échappent par le passe-plateau sont en effet très chaudes : elles montent au plafond et sont alors canalisées par des poutres qui les concentrent dans une bande allant du passe-plateau au mur de l’établissement, en passant au-dessus du chemin d’évacuation A. Le flux qu’elles rayonnent vers le bas est alors suffisant pour compromettre l’évacuation.

L’illustration ci dessous montre la température des fumées selon deux plans encadrant le chemin suivi par l’occupant, aux alentours de 400 s.

Illustration 6-5 : température des fumées à 412 s.

Les zones en rouge sont à plus de 400 °C et l’on vo it clairement comment elles sont canalisées entre les deux poutres de plafond.

Sur cette portion du trajet, les fumées relativement chaudes restent sous le plafond par flottabilité, et à cet endroit, la concentration en toxique reste modérée : ceci explique la montée de la FEDasphyxiants moins forte que la FEDthermique. La FEDasphyxiants monte tout de même au-dessus de la limite de 0,3 en bout de trajet, ce qui signifie que si la personne était correctement protégée contre les effets thermiques, mais sans dispositif respiratoire isolant (par exemple un pompier sans ARI), elle finirait par être incapacitée par les effets toxiques des gaz.

Il convient de noter également que la FEDashpyxiants est déjà élevée en début de trajet, mais pas la FEDthermique : le fait de rester en place protège l’occupant sur le plan thermique, mais pas sur le plan toxique. Si cet occupant restait suffisamment longtemps en place, il finirait par être incapacité du fait des toxiques, sans s’être déplacé. Ceci est par exemple particulièrement intéressant dans le cas des locaux à sommeil , qu’ils soient situés dans des établissement recevant du public, ou dans des locaux d’habitation.

Local Laverie

Passe Plateau

Fumées canalisées et rayonnant fortement

vers le bas

- 101 -

Pour le chemin B

0.0

0.1

0.2

0.3

1 5 9 13 17 21 25 29 33 37 41 45

B200 : Point atteint dans le restaurant

Val

eurs

FE

D-F

EC FED asphyxiants (200 s)



Graphique 6-3 : Effets subits par le premier occupant (chemin B)

A l’instar du premier occupant du chemin A, le premier occupant du chemin B – B200, qui part à 200 s – parcourt la distance nécessaire à son évacuation sans subir d’effet notable. La valeur la plus importante est atteinte par l’exposition aux gaz irritants au début de son parcours. La valeur de FEC atteinte reste cependant bien inférieure à la limite de 0,3, et inférieure à celle subie par l’occupant A200. L’évacuation est réalisée sans difficulté pour l’occupant B200.

Remarque : les FED thermique et asphyxiant ne sont pas nulles au moment du départ, puisqu’elles intègrent la dose reçue dans la phase de pré-mouvement.


- 102 -

Pour le deuxième occupant en revanche, l’exposition aux gaz toxiques provoque son incapacitation avant qu’il ait pu terminer son évacuation. Cet occupant passant loin des fumées chaudes, il est uniquement touché par les effets des gaz toxiques : la FEDthermique reste largement inférieure à 0,1, alors que la FEDasphyxiant dépasse le seuil de 0,3 alors que la personne se trouve au niveau du scramble.

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

1 5 9 13 17 21 25 29 33 37 41 45

B400 : Point atteint dans le restaurant

Val

eurs

FE

D-F

EC




Graphique 6-4 : Effets subits par le deuxième occupant (chemin B)

Notons que si la personne pouvait se déplacer jusque là, le passage de la porte 5 (point 35 sur le graphique) entraînerait une exposition nettement moindre, puisque la zone située après la porte 5 est nettement moins enfumée : la FEC chute brutalement après ce point, et la courbe de FEDasphyxiants subit une cassure de pente à ce même point. Toutefois, alors qu’il arrive dans une zone moins enfumée, les gaz présents continueraient à produire leurs effets.

De fait, on pourrait imaginer le cas d’une personne qui sortirait par cette porte 5 en étant juste sous le seuil d’incapacitation. Elle pourrait se sentir relativement en sécurité puisqu’elle rencontrerait des conditions bien meilleures, mais se trouver incapacitée par la faible augmentation de dose de gaz asphyxiants dans cette zone.


- 103 -

L’illustration ci-dessous présente la moindre contamination de la zone située au-delà de la porte 5 : la visibilité y est bien meilleure que dans les autres zones du restaurant, et notamment de l’autre côté de la porte.

Illustration 6-6 : Visibilité sur la fin du parcours B (aux alentours de 500 s)

Pour cet occupant, l’incapacitation a donc lieu du fait des effets toxiques, les effets thermiques étant quasiment inexistants pour lui.


Porte 5

Chemin d’évacuation B400

- 104 -

Evolution des FEC et FED selon le moment du départ

Le graphique ci dessous montre l’évolution des FED et FEC selon le chemin employé, et le temps de départ. Le graphique tient compte de l’évolution des conditions de visibilité pour déterminer la vitesse de déplacement en chaque point.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Temps de départ (s)

FE

D-F

EC

A : FED tox AA : FECA : FED ThermB : FED toxB : FECB : FED Therm

291 s

340 s

375 s

Graphique 6-5 : Evolution des effets sur les personnes selon le chemin emprunté et le temps de départ

On constate que l’évacuation selon le chemin A peut être menée à bien si le moment du départ est inférieur à 290 s environ. Au-delà, les phénomènes thermiques rencontrés sur le chemin au moment du passage sous les fumées chaudes entraînent une incapacitation rapide et l’évacuation devient impossible. Si la personne était protégée contre les rayonnements, elle serait de toute façon incapacitée si elle partait après 375 s.

Pour le chemin B, l’évacuation reste possible jusqu’à 340 s. Au-delà, les phénomènes toxiques deviennent trop importants, et la personne est incapacitée avant d’avoir pu terminer son évacuation. En revanche, sur le chemin B, la dose thermique ne compromet jamais l’évacuation, quel que soit le moment du départ.

Au chapitre 6.1.3 de cette annexe, le temps minimal pour commencer l’évacuation a été déterminé comme égal à 180 s. Le temps maximal de départ permettant de garantir une évacuation correcte suivant le chemin A est déterminé ici comme égal à 290 s environ. Il en résulte une fenêtre de temps de 110 s pendant laquelle il est nécessaire que toutes les personnes empruntant le chemin A doivent commencer leur évacuation. Cette fenêtre de temps est portée à 150 s pour le chemin B.

Il ressort donc de cette analyse l’importance de la stratégie de gestion de l’évacuation : une stratégie d’évacuation adaptée à cet établissement doit entraîner le départ de tous les occupants avant la fin de ces fenêtre de temps. Dans le cas contraire, la stratégie n’est pas adaptée, et il convient de mettre en œuvre des modifications substantielles, soit sur la gestion de l’évacuation, soit sur l’établissement lui-même, par exemple par la mise en place d’exutoires ou d’ouvrants supplémentaires.

La technique présentée pour analyser les évolutions de FED et FEC en fonction du comportement de la personne permet non seulement d’analyser les conditions rencontrées lors de l’évacuation, mais peuvent bien sûr servir pour tester des stratégies d’évacuation reposant sur des emplacement de sécurité relative situés au sein de l’établissement, où les personnes doivent attendre leur évacuation par les services de secours : dans le cas présent, par exemple, rester sur place n’est pas une bonne stratégie, puisque l’incapacitation finit par se produire après un certain délai. Ce type d’analyse permettrait ainsi de déterminer

- 105 -

pendant combien de temps un emplacement de sécurité relative resterait suffisamment étanche aux effets thermiques et toxiques pour garantir la sécurité des personnes qui s’y sont réfugiées, en fonction des scénarios d’incendie mis en jeu.

Fin de l’ANNEXE 3

- 106 -

Annexe 4 – Méthode de détermination des données expérimentales

Les matrices de production d’espèces visées au chapitre 5.7 de la méthodologie générale peuvent être renseignées à l’aide de plusieurs types de sources, certaines théoriques (littérature, normes ISO 19706 :2007, ISO 19703 :2005), et d’autres expérimentales.

Les valeurs théoriques sont toutefois à considérer avec prudence car elles souffrent d’importantes limitations :

- Les valeurs trouvées dans la littérature peuvent concerner des matériaux proches mais non identiques aux matériaux réellement présents, et les conditions d’essai sont souvent non précisées. Ces dernières peuvent donc être éloignées des conditions que l’on cherche à caractériser ;

- Les valeurs issues de la norme ISO 19703 :2005 sont des taux théoriques maximisés ne prenant pas en compte l’équation de combustion et le partage des atomes composant les molécules du combustible entre différentes espèces produites, ni le régime de feu ;

- Les valeurs issues de la norme ISO 19706 :2007 sont trop fragmentaires et surtout intéressantes pour les ratios [CO] / [CO2] pour chaque régime de feu.

C’est pourquoi les conditions suivantes d’essai pour mesurer les espèces gazeuses produites, inspirées des définitions de la norme ISO 19706 :2007 [14], sont recommandées.

La dégradation thermique est effectuée au cône calorimètre (ISO 5660 [19][20][21][22]) sous atmosphère contrôlée, et les mesures d’espèces gazeuses réalisées à l’aide d’un analyseur InfraRouge à Transformée de Fourier (IRTF) (ISO 19702 « Toxicity testing of fire effluents – Guidance for analysis of gases and vapours in fire effluents using FTIR gas analysis » [23]) :

Régime de feu Flux thermique incident (kW/m²)

Concentration en oxygène du milieu

( %)

Feu couvant (SF) CHF – 5 21 %

Feu bien ventilé (WVF) 50 21 %

Feu post-flashover (PFF) 75 15 %

Tableau 6-1 : Conditions d’essai au cône calorimètre sous atmosphère contrôlée et analyse par InfraRouge à Transformée de Fourier

Dans ce Tableau 5-1, la valeur de CHF ou Critical Heat Flux désigne le flux critique à l’inflammation pilotée déterminable pour un matériau donné par la méthode de Tewarson, qui relie la densité de flux incident à la racine de l’inverse du temps d’inflammation mesuré selon une relation linéaire. Le flux critique à l’inflammation pilotée désigne donc la densité de flux telle que l’inflammation du matériau se produit après un temps infini.

- 107 -

1 DISPOSITIFS D’ESSAIS ET PROCEDURES DE MESURE

1.1 DISPOSITIF DE DEGRADATION THERMIQUE

Les éprouvettes sont soumises à un flux thermique incident, de nature principalement radiative. Ce flux thermique contrôlé est produit par un four électrique conique, décrit dans la norme ISO 5660-1.

Le protocole consiste à échauffer le matériau soumis à cette source contrôlée durant un temps suffisant pour atteindre l’équilibre thermique. Un premier flux incident est essayé. Si le matériau s’enflamme en moins de 30 minutes, un flux inférieur est essayé. Dans le cas contraire, un flux supérieur est testé. À proximité de la limite en flux, l’incrément de flux est de 1 kW/m². La première valeur de flux incident correspondant à la non-inflammation du matériau est alors confirmée par un second essai. Pour les flux importants, l’incrément est de 10 kW/m². Les flux essayés étant représentatifs de la phase pré-flashover d’un feu, la valeur de 50 kW/m² est le maximum couramment étudié. Toutefois, pour les besoins présents, le flux de 75 kW/m² est utilisé pour étudier les matériaux en situation de feu post-flashover.

Note : Afin de faciliter l’inflammation des gaz de pyrolyse produits, une bougie électrique est placée à la surface de l’éprouvette.

L’éprouvette d‘essai est placée dans le porte-éprouvette normalisé puis est exposée au flux du radiateur, conformément aux exigences de la norme ISO 5660 – 1. La Figure 19 : dispositif d’essai (cône calorimètre, ISO 5660 – 1) présente le dispositif d’essai.

Figure 19 : dispositif d’essai (cône calorimètre, ISO 5660 – 1)

Le porte éprouvette normalisé est placé sur une balance de pesée en continu préalablement tarée. La surface de l’éprouvette est soumise au flux thermique (préalablement ajusté au moyen d’un fluxmètre thermique étalonné) émis par la résistance chauffante d’un radiateur conique.

La distance entre le radiateur et la surface de l’éprouvette est ajustée à 25 mm, selon la recommandation de la norme ISO 5660-1.

Pour tous les essais, les éprouvettes sont préalablement conditionnées durant 48 h à (23 ± 2)°C et (50 ± 5)% d'humidité relative.

Radiateur Cônique

Porte-éprouvette normalisé

Balance de pesée en continu

- 108 -

1.2 PARAMETRES ENERGETIQUES

La combustion au cône calorimètre permet le calcul de différents paramètres énergétiques, ainsi que des paramètres de comportement au feu du matériau.

- Le débit calorifique du matériau caractérise son aptitude à libérer de la chaleur au cours de sa combustion. Il est évalué à partir de la consommation d'oxygène nécessaire à cette combustion ;

- Une détermination de l'opacité des fumées produites est réalisée en continu durant l’essai. Elle est obtenue par mesure de l'atténuation de l'intensité lumineuse du faisceau d'un laser hélium-néon ;

- Une mesure de la perte de masse de l'éprouvette est effectuée en continu durant l’essai. Elle permet de caractériser la vitesse de dégradation du matériau.

1.3 ESSAIS SOUS ATMOSPHERE CONTROLEE

Le comportement d’un matériau peut également être étudié sous différentes conditions de sous-oxygénation. Ainsi, outre les conditions normales de ventilation (20,95 % d’O2), nous prendrons également en considération celles correspondant à un taux d’O2 fixé à 15 %.

Pour générer l’atmosphère de travail, le dispositif comporte une chambre de pré-mélange permettant d’effectuer un mélange précis de quantités contrôlées d’azote et d’air ambiant. Ce mélange est ensuite injecté directement dans la chambre de combustion.

Celle-ci est formée d’un caisson étanche, muni d’une porte d’accès verrouillable, dans lequel est disposée une balance support normalisée. Un radiateur conique, à l’origine de la dégradation thermique du matériau d’essai, est placé sur la toiture du caisson.

Avant chaque essai la concentration en oxygène est vérifiée à l’aide de l’analyseur d’oxygène équipant le banc d’essais.

Le dispositif est présenté par la Figure 20 ci-dessous.

Figure 20 : Dispositif de dégradation au cône calorimètre avec module d’atmosphère contrôlée

Porte d’accès et d’introduction de

l’échantillon

Dispositif d’injection de l’atmosphère contrôlée générée par le module de pré-mélange

Orifice d’échappement des effluents vers la hotte principale du cône calorimètre

- 109 -

1.4 PRODUITS DE PYROLYSE

1.4.1 Echantillonnage des effluents sur le cône cal orimètre

Pour tous les échantillons, le débit dans la conduite principale du cône calorimètre est réglé à 24 ± 2 l/s. Le dispositif d’échantillonnage et de piégeage des gaz est présenté dans la Figure 21 ci-dessous.

Figure 21 : Dispositif d’échantillonnage et de mesure des espèces dégagées

- 1 Porte éprouvette et échantillon sous le radiateur conique.

- 2 Hotte de récupération et conduite principale du cône calorimètre.

- 3 Sonde annulaire de prélèvement du cône calorimètre.

- 4 Ligne de transfert thermostatée des effluents.

- 5 Filtre à suies thermostaté.

- 6 Cellule d’analyse infrarouge des effluents.

- 7 Pompe de circulation des effluents.

- 8 Filtre à particules.

- 10 Cartouche de dinitro 2,4 phénylhydrazine.

- 11 Débitmètre à pointeau.

- 12 Pompe à membrane.

1.4.2 Analyses par spectrométrie infrarouge à trans formée de Fourrier (IRTF)

Les effluents de combustion sont échantillonnés à débit constant dans la conduite principale du cône calorimètre, et acheminés vers une cellule à gaz équipant un spectromètre infrarouge à transformée de Fourrier. Le faisceau infrarouge traversant cette cellule permet l’obtention du spectre d’absorption des espèces chimiques qui présentent un moment dipolaire.

Une analyse qualitative des espèces chimiques produites durant la dégradation thermique de l’échantillon est, dans un premier temps, réalisée par comparaison des spectres infrarouges collectés à des spectres de gaz purs issus de bibliothèques informatiques.

- 110 -

Cette analyse qualitative est ensuite complétée par une analyse quantitative. Celle-ci est classiquement réalisée au moyen d’un programme de calcul dénommé « Classical Least Square ». Ce programme est alimenté d’une part par les spectres des échantillons, et d’autre part par un ensemble de spectres étalons de gaz purs. Les concentrations des gaz, dont l’analyse quantitative est possible, sont présentées dans le Tableau 1-1 ci-après.

Pour l’analyse quantitative comme pour le calibrage, la mesure du signal est effectuée pour chaque gaz dans une zone spectrale spécifique, exempte d’interférences avec d’autres gaz.

LOD (ppm)

CO Monoxyde de carbone 1.0CO2 Dioxyde de carbone 9.0NO Oxyde d'azote 1.9NO2 Dioxyde d'azote 0.3

NH3 Ammoniac 1.5

N2O Protoxyde d'azote 13.5

SO2 Dioxyde de soufre 1.0HCN Acide cyanhydrique 1.2HCOH Formaldéhyde 0.1HCl Acide chlorhydrique 1.3CH4 Méthane 4.0

C2H2 Acéthylène 4.5

C2H4 Ethylène 1.1

Gaz

Tableau 1-1 : Gaz analysables et limites de détection au FTIR

Les analyses quantitatives réalisées sur l’ensemble des spectres collectés durant l’essai permettent d’établir la cinétique de production de chaque espèce chimique. L’intégration de ces cinétiques permet l’estimation de la quantité de gaz produite par unité de masse de matériau mis en œuvre.

1.4.3 Analyses des aldéhydes par chromatographie li quide haute performance (HPLC)

Les effluents sont échantillonnés à débit constant dans la conduite principale du cône calorimètre durant toute la durée de la combustion vive, au travers d’un tube contenant un réactif chimique spécifique (dinitro 2,4 phénylhydrazine).

Les hydrazones formées sont ultérieurement mises en solution dans l’acétonitrile. L’analyse qualitative et quantitative de l’hydrazone du formaldéhyde, de l’acétaldéhyde, de l’acroléine, de l’acétone et du propionaldéhyde est effectuée en chromatographie liquide haute performance (HPLC) à 360 nanomètres [59].

- 111 -

1.4.4 FLUX CRITIQUE

Le flux critique du produit testé ainsi que sa réponse thermique peuvent être déterminé au moyen de la relation de Tewarson :

( )TRP

CHFQ

t

e

i

−=

"41 π

avec ti délai d’inflammation (s)

Q″e flux incident (kW/m²)

CHF flux critique (kW/m²)

TRP paramètre de réponse thermique (kJ.s-0.5.m-2)

Graphique 1-1 : Détermination du CHF et TRP (paramètre de réponse thermique) d’un matériau, méthode de Tewarson

La relation est exploitée en mesurant le délai d’inflammation de l’éprouvette à différents niveaux de flux du radiateur conique.

( )TRP

CHFq

t

e

lammation

−′′=

&π4

1

inf

- 112 -

2 MODELE FEU ALTERNATIF : ISO TS 19700 [56]

L’appareillage d’essai décrit dans la norme ISO TS 19700 est un four tubulaire traversé par un tube en quartz et débouche dans une chambre de mélange et de mesure. Un mécanisme permet de pousser à une vitesse contrôlée une nacelle contenant l’échantillon à tester, réduit en petits éléments et homogénéisé dans la nacelle, de sorte que la masse poussée dans le tube par unité de temps soit la plus constante possible.

Le débit d’air en entrée du tube à quartz est fixé, de même que le débit d’air secondaire dans la chambre de mélange. Celle-ci contient un dispositif de mesure de l’opacité des fumées.

1

2

34

5

67

8

9

10

11

12 13

1

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11

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5

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10

11

12 13

Illustration 2-1 : Schéma de principe du modèle de l’ISO TS 19700

1 Four tubulaire 8 Ouvertures pour les prélèvements

2 Tube en quartz 9 Filtre à suies

3 Nacelle porte-échantillon 10 Source lumineuse

4 mécanisme de poussée de l’échantillon 11 Photodétecteur

5 chambre de mélange et de mesure 12 Train de barbotage

6 entrée d’air primaire 13 Pompe équipée de débitmètres

7 entrée d’air secondaire Les analyses sont réalisées à l’aide des méthodes analytiques décrites dans les normes ISO 19701:2006 [59] (techniques classiques, en cours de révision) et ISO 19702:2006 [23] (Infra-Rouge à Transformée de Fourier).

Pour reproduire les différents régimes d’incendie, les conditions d’essai préconisées sont les suivantes :

2.1 PYROLYSE OXYDATIVE

Echantillonnage de densité linéique de 25 mg⋅mm−1 dans la nacelle, consigne du four tubulaire à 350 °C, débit d’air primaire à 2 l ⋅min−1.

En cas d’inflammation, la température de consigne du four doit être baissée, jusqu’à obtenir une pyrolyse sans inflammation durant toute la durée du régime de croisière de l’essai.

Remarque : cette condition peut également être obtenue si nécessaire au cône calorimètre sous atmosphère contrôlée, en réalisant l’essai sous azote.

- 113 -

2.2 COMBUSTION EN MILIEU BIEN VENTILE

Echantillonnage de densité linéique de 25 mg⋅mm−1 dans la nacelle, consigne du four tubulaire à 650 °C, débit d’air primaire à 10 l ⋅min−1, débit d’air secondaire à 40 l⋅min−1

Le test est valable pour une déplétion d’oxygène comprise entre 1,8 % et 3,14 %, dans le cas contraire, il est nécessaire d’adapter la prise d’échantillon.

Si aucune inflammation ne se produit, la température doit être augmentée de 25 °C et l’essai reconduit jusqu’à obtenir une combustion durant toute la durée du régime de croisière de l’essai.

2.3 FEU SOUS VENTILE

Les conditions sont similaires à celles du feu bien ventilé, le débit d’air primaire étant adapté d’après la déplétion d’oxygène obtenue lors de la combustion en milieu bien ventilé.

Là encore, s’il n’y a pas d’inflammation, la température doit être adaptée par pas de 25 °C.

2.4 COMBUSTION EN CONDITIONS DE POST-FLASHOVER

Ce cas est identique au précédent, sauf pour la température du four qui est fixée à 825 °C.

Fin de l’ANNEXE 4

- 114 -

Annexe 5 – Références

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[20] ISO 5660-2:2002 – “Reaction-to-fire tests - Heat release, smoke production and mass loss rate - Part 2 : smoke production rate (dynamic measurement)”, ICS 13.220.50

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Etude de la prise en compte de la toxicité des fumées … · fumées en cas d’incendie ... plupart des victimes décédées par inhalation de la fumée sont retrouvées à une