Wpływ temperatury pożaru na wartość napięcia zasilającego urządzenia elektryczne (część 2)

Szczególną grupę odbiorników stanowią urządzenia elektryczne, których funkcjonowanie w czasie pożaru jest niezbędne dla skutecznego przeprowadzenia ewakuacji ludzi uwięzionych w płonącym budynku. Do urządzeń tych należy zaliczyć:

• dźwigi dla ekip ratowniczych,
• pompy pożarowe,
• oświetlenie awaryjne,
• Dźwiękowy System Ostrzegawczy,
• wentylację oddymiającą.

Przewody zasilające te urządzenia w czasie pożaru muszą zagwarantować dostawę energii elektrycznej o wymaganych parametrach oraz skuteczną ochronę przeciwporażeniową przez czas określony w scenariuszu zdarzeń pożarowych (w przypadku jego braku przez czas uzgodniony z rzeczoznawcą ds. zabezpieczeń ppoż.). Wraz z rozwojem pożaru rośnie temperatura otoczenia, której działaniu poddane są przewody zasilające urządzenia wspomagające prowadzenie akcji ratowniczej. Przewody te wykonywane są materiałów zapewniających odporność na działanie ognia przez określony czas, odpowiednio 30, 60 lub 90 minut [20]. Mimo że izolacja opóźnia przenikanie ciepła do przewodnika, w krótkim czasie następuje zrównanie się temperatury przewodu z temperaturą gazów pożarowych.

Przewody ułożone w tynku nagrzewają się również bardzo szybko z uwagi na kumulację i przenikanie ciepła przez przegrody budowlane. Badania ogniowe prowadzone w Zakładzie Badań Ogniowych Instytutu Techniki Budowlanej w Warszawie wykluczają możliwość układania w tynku przewodów zasilających urządzenia ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru. Kumulacja ciepła jest tak duża, że osłona tynkiem nie gwarantuje zachowania ciągłości dostaw energii elektrycznej przez wymagany czas. Na rysunku 1. przedstawiono przykładowy przebieg nagrzewania izolacji oraz żyły przewodu miedzianego.

Wraz ze wzrostem temperatury przewodu wzrastają amplitudy drgań atomów w węźle sieci krystalicznej, która zwiększa prawdopodobieństwo zderzeń z elektronami. Skutkuje to zmniejszeniem ruchliwości elektronów, a tym samym zmniejszeniem konduktywności metalu.

Zgodnie z prawem Wiedemanna–Franza–Lorentza (1853/73 rok – doświadczalne stwierdzenie przez Wiedemanna i Franza; 1873 – potwierdzone przez Lorentza) stosunek przewodnictwa cieplnego i przewodnictwa elektrycznego w dowolnym metalu jest wprost proporcjonalny do temperatury. Wraz ze wzrostem temperatury powstaje wzrost przewodnictwa cieplnego i spadek przewodnictwa elektrycznego [9]:

gdzie:

γ – konduktywność przewodnika, w [m/(Ω·mm²)],

λ – współczynnik przewodności cieplnej przewodnika, w [W/(m · K)],

L – stała Lorentza:

(L=2,4 · 10^–8 W·Ω·K^–2),

T – temperatura przewodnika, w [K].

Prawo Wiedemanna – Franza nie jest spełnione dla wszystkich metali, co potwierdza badania prowadzone w Wielkiej Brytanii na początku XXI wieku. Badania te jednak wykazały, że prawo te znajduje zastosowanie dla metali powszechnie stosowanych do budowy kabli i przewodów elektrycznych.

Zatem zmiana rezystywności jednostkowej przewodu na jednostkę temperatury może zostać zapisana następującym równaniem:

gdzie:

T – temperatura przewodu, w [K],

ρ – rezystancja jednostkowa przewodu, w [(Ω· mm²)/m],

α – temperaturowy współczynnik rezystancji odniesiony do temperatury 20°C (dla metali stosowanych na przewody i kable można przyjmować α=0,004 K^–1).

Rozwiązanie równania (3) prowadzi do następującego wzoru:

Przyjmując jako α₂₀ dla temperatury początkowej 20°C (293,16 K), po przekształceniach przekształceniach otrzymuje się stałą całkowania:

Wzór na rezystancję przewodu w temperaturze wyższej od 20°C (293,16 K), przyjmie następującą postać:

Prowadzenie obliczeń bezpośrednio z wykorzystaniem wzoru (5) prowadzi do błędnych wyników w zakresie wyższych temperatur, ponieważ wzór ten nie uwzględnia różnych czynników termodynamicznych, takich jak nasycenie cieplne przewodu, wymiana ciepła z otoczeniem, zmienność temperaturowego współczynnika rezystancji itp. Ma on znaczenie teoretyczne. Dobre wyniki daje postać przybliżona wzoru (5), którą otrzymuje się po rozwinięciu go w szereg:

W zakresie temperatur nie wyższych od 200°C zmienność rezystancji przewodu wystarczy opisać za pomocą pierwszych dwóch wyrazów wzoru (6) zastępując rezystywność rezystancją przewodu:

Jest to funkcja liniowa, która bezpośrednio wynika z niezmienności temperaturowego współczynnika rezystancji w zakresie temperatur od –50°C do + 200°C.

W zakresie temperatur wyższych od 200°C, które występują w czasie pożaru, wzór (6) nie może zostać uproszczony do pierwszych dwóch składników ze względu na to, że przebieg zmienności rezystancji przestaje być liniowy. Dla temperatur większych od 200°C, zmianie ulega temperaturowy współczynnik rezystancji, przez co wzrost rezystancji przewodu nie może zostać opisany zależnością liniową. Dla celów praktycznych wartość rezystancji przewodu w temperaturach większych od 200°C można wyznaczyć z następującego wzoru:

gdzie:

β – drugi współczynnik temperaturowy rezystancji (dla metali stosowanych w przewodach i kablach β= 10–6 K–2).

Korzystanie w praktyce ze wzoru (7) lub (8) w zależności od przedziału rozpatrywanych temperatur daje zadowalające wyniki, choć jest znacznym uproszczeniem. W praktyce dostatecznie dobre rezultaty dają obliczenia wykonywane za pomocą wzoru wykładniczego, który spełniony jest w całym zakresie rozpatrywanych temperatur:

gdzie:

R_o – rezystancja przewodu w temperaturze T_o, w [Ω],

T_o – temperatura otoczenia, w której oblicza się rezystancję przewodu R_o, w [K],

R₂₀ – rezystancja przewodu w temperaturze 20°C, w [Ω].

Na rysunku 2. przedstawiono zmienność rezystancji funkcji temperatury [R=f (T)], obliczonej z wykorzystaniem wzorów (7), (8) oraz (9).

Przedstawione na rysunku 2. charakterystyki R=f (T) wykazują, że obliczenia prowadzone z wykorzystaniem wzorów (8) oraz (9) dają porównywalne wyniki, z których można korzystać w praktyce. Analiza rysunku 2. pozwala wyciągnąć wniosek, że przewód elektryczny pod działaniem temperatury pożarowej może zwiększyć swoją rezystancję nawet pięciokrotnie, co negatywnie wpływa na jakość dostarczanej energii elektrycznej zasilającej urządzenia elektryczne, które muszą funkcjonować w czasie pożaru oraz może wyeliminować ochronę przeciwporażeniową realizowaną przez samoczynne wyłączenie zasilania.

Do niedawna normy przedmiotowe oraz przepisy techniczno-prawne dotyczące doboru przewodów nie wymagały uwzględniania zjawiska wysokiej temperatury pożarowej, w praktyce odnotowywane były przypadki niepoprawnej pracy urządzeń elektrycznych wspomagających akcję ratowniczą w płonącym budynku lub całkowitego pozbawienia ich swojej funkcji.

Wszelkie dochodzenia popożarowe prowadzone są pod kątem przyczyn powstania pożaru oraz sprawdzenia poprawności zaprojektowania i wykonania instalacji elektrycznej zgodnie z obowiązującymi normami i przepisami techniczno-prawnymi. Sytuacja ta powoduje, że Państwowa Straż Pożarna nie prowadzi w tym zakresie żadnych statystyk.

Powinno się to zmienić dzięki wprowadzeniu normy N SEP-E 005 Dobór przewodów elektrycznych do zasilania urządzeń przeciwpożarowych, których funkcjonwanie jest niezbędne w czasie pożaru. Norma ta decyzją Centralnej Komisji Norm i Przepisów SEP, została zatwierdzona w dniu 10 kwietnia 2013 roku.

W tym miejscu należy zwrócić uwagę na nieprzydatność przewodów i kabli aluminiowych do zasilania urządzeń przeciwpożarowych, których funkcjonowanie jest niezbędne w czasie pożaru ze względu na ich stosunkowo niską temperaturę topnienia, wynoszącą około 660°C. Miedź natomiast posiada temperaturę topnienia wynoszącą 1083°C, a jej przekroczenie skutkuje przechodzeniem w stan ciekły z jednoczesnym skokowym wzrostem rezystancji.

Problem narasta w instalacjach wykonywanych w tunelach komunikacyjnych, gdzie temperatura otoczenia w czasie pożaru w krótkim czasie uzyskuje wartość 1200°C. W tak wysokiej temperaturze stopieniu ulega również miedź, a zastosowanie izolacji ogniochronnej nie zapewni ciągłości dostaw energii do zasilanych urządzeń, dlatego zachodzi konieczność stosowania dodatkowych środków ochronnych, np. atestowanych przeciwpożarowych kanałów kablowych.

Zgodnie z wymaganiami normy PN-EN 50160 [24], napięcie zasilające może ulegać odchyleniom od wartości nominalnej o wartość U_n ±10%.

Takie zmiany napięcia w normalnych warunkach pracy urządzeń elektrycznych są dla nich niegroźne. Problemy mogą się pojawić podczas rozruchu silników, gdzie prądy rozruchowe są znacznie większe niż prądy znamionowe. Powoduje to powstanie większych spadków napięcia niż w czasie pracy ustalonej. Obniżone o 10% w stosunku do wartości znamionowej napięcie powoduje, że w czasie rozruchu silnika na jego zaciskach może pojawić się napięcie o wartościach niższych niż dopuszczalne.

Wskutek wzrostu rezystancji przewodu spowodowanego działaniem temperatury pożarowej, powstaje dalszy wzrost spadku napięć z jednoczesnym wzrostem impedancji pętli zwarcia. Skutkuje to zmniejszeniem wydajności pomp pożarowych, wentylatorów oddymiających wskutek zmniejszenia się momentu silnika napędowego oraz pogorszeniem warunków pracy innych urządzeń elektrycznych, których funkcjonowanie jest konieczne w czasie pożaru.

Moment silnika elektrycznego w zależności od wartości napięcia zasilającego wyraża się następującą zależnością [22]:

gdzie:

M – rzeczywisty moment silnika elektrycznego, w [Nm],

M_n – moment znamionowy silnika elektrycznego, w [Nm],

U_n – napięcie znamionowe silnika elektrycznego, w [V],

U – rzeczywiste napięcie występujące na zaciskach silnika elektrycznego, w [V].

Spadek napięcia na zaciskach silnika zaledwie o 10% powoduje zmniejszenie momentu o 19%. Podczas rozruchu silnik pobiera prąd znacznie większy niż w czasie pracy ustalonej. Dopuszczalny spadek napięcia w obwodach zasilających pompy pożarowe oraz silniki wentylacji pożarowej w czasie rozruchu wynosi 10%. Natomiast w czasie pracy ustalonej spadek napięcia w tych obwodach liczony od złącza budynku do zasilanego urządzenia nie może przekraczać 4% [21].

Ponieważ rozruch sprawnego silnika przebiega stosunkowo szybko, a dopuszczalny spadek napięcia w czasie rozruchu jest znacznie większy od dopuszczalnego spadku napięcia w stanie pracy ustalonej, decydujący wpływ na poprawną pracę silników urządzeń wspomagających akcję ratowniczo-gaśniczą ma dopuszczalny spadek napięcia dla stanu pracy ustalonej. Zmienność momentu silnika indukcyjnego zwartego w funkcji napięcia zasilającego przedstawia rysunek 3.

Dopuszczalne spadki napięcia dla silników będących w stanie rozruchu przedstawia tabela 1.

Zmieniające się w dopuszczalnych granicach napięcie (U_n±10%) zasilające źródła światła powoduje, że zmiany strumienia świetlnego wyniosą odpowiednio 70% i 140% strumienia znamionowego. Ponadto w przypadku długotrwale utrzymującej się wartości napięcia większej o 10% w stosunku do wartości nominalnej powoduje skrócenie czasu eksploatacji żarówki o 25%. Znacznie mniejszy wpływ na wartość strumienia świetlnego posiadają lampy wyładowcze. Zmiany wartości strumienia świetlnego w zależności od zmian napięcia zasilającego można wyrazić następującą zależnością [16]:

gdzie:

Φ – rzeczywista wartość strumienia świetlnego,

Φ_n – znamionowa wartość strumienia świetlnego,

γ – współczynnik przyjmowany dla lamp żarowych jako (3,1–3,7) oraz dla lamp wyładowczych jako 1,8.

Zmiany względnej wartości strumienia świetlnego lampy żarowej i wyładowczej w funkcji zmian napięcia zasilającego zostały przedstawione na rysunku 4.

Przewody dobrane bez uwzględnienia wpływu temperatury pożaru będą dostarczały energię elektryczną do zasilanych urządzeń przy zaniżonym napięciu. Spowoduje to zmniejszenie momentów silników, osłabienie natężenia oświetlenia ewakuacyjnego oraz silne zniekształcenia komunikatów przekazywanych podczas akcji ratowniczo-gaśniczej przez Dźwiękowy System Ostrzegawczy. Przy spadku napięcia powyżej 15% zostanie zakłócone normalne funkcjonowanie styczników oraz przekaźników pracujących w układach automatyki, polegające na niekontrolowanych rozłączeniach obwodów.

Wymagany przekrój przewodów zasilających urządzenia ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, ze względu na dopuszczalny spadek napięcia, należy zatem wyznaczyć z uwzględnieniem spodziewanego wzrostu rezystancji powodowanej działaniem wysokiej temperatury towarzyszącej pożarowi z wykorzystaniem następujących wzorów [1, 8]:

– dla obwodów trójfazowych:

gdzie:

ΔU_dop% – dopuszczalny spadek napięcia wg [21], w [%],

L – długość trasy przewodowej, w [m],

U_n – napięcie znamionowe, w [V],

X – reaktancja przewodu (linii) zasilającej, w [Ω],

I_B – spodziewany prąd obciążenia, w [A],

γ – konduktywność przewodu zasilającego, w [m/(Ω·mm²)],

k_p – współczynnik wzrostu rezystancji przewodu:

L – długość przewodu obwodu zasilającego, w [m],

L_X – odcinek przewodu, obwodu zasilającego, narażony na działanie wysokiej temperatury, w [m],

– dla obwodów jednofazowych:

Jeżeli trasa przewodowa o długości L znajduje się w jednej strefie pożarowej, należy przyjąć, że przewód zasilający może być narażony na działanie wysokiej temperatury na całej długości. W takim przypadku należy przyjąć k_X=1. W przypadku, gdy trasa przewodowa o długości L przebiega przez różne strefy pożarowe, do wyznaczenia wartości współczynnika k_X należy przyjąć odcinek przewodu o długości L_X, występujący w strefie pożarowej, gdzie jest on najdłuższy.

Dobrane przewody należy następnie sprawdzić z warunku samoczynnego wyłączenia. Należy przy tym pamiętać, że do zabezpieczania obwodów zasilających urządzenia ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, nie można stosować wyłączników różnicowoprądowych oraz jakichkolwiek zabezpieczeń przeciążeniowych. Dopuszczalne jest stosowanie jedynie zabezpieczeń zwarciowych, które podczas zwarć doziemnych spowodują samoczynne wyłączenie zasilania w czasie nie dłuższym od wymaganego przez normę PN-HD 60364-4-41:2009 Instalacje elektryczne niskiego napięcia. Część 4-41: Ochrona dla zapewnienia bezpieczeństwa. Ochrona przed porażeniem elektrycznym [7]. W zależności od napięcia zasilającego oraz typu układu zasilającego czasy te zostały podane w tabeli 2.

Najbardziej ostre wymagania w odniesieniu do czasu wyłączenia norma ta określa dla układu zasilania TT. Czasy te są o połowę krótsze od największych dopuszczalnych czasów określonych dla układów zasilania TN (TN-S; TN-C-S; TN-C). Z tego względu jedynym skutecznym zabezpieczeniem od porażeń, realizowanym przez samoczynne wyłączenie w układzie zasilania TT, jest wyłącznik różnicowoprądowy, który nie nadaje się do zabezpieczania urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru. Sytuacja ta powoduje, że układ zasilania TT nie nadaje się do zasilania urządzeń elektrycznych, które muszą funkcjonować w czasie pożaru.

Podobnie układ zasilania IT, mimo jego wielu zalet, nie nadaje się do zasilania urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru. Układ ten przy pojedynczym zwarciu nie stwarza zagrożeń, ale wymaga stosowania Układu Kontroli Stanu Izolacji dla zasygnalizowania powstałego zwarcia, w celu jego natychmiastowego usunięcia przez obsługę. Natomiast drugie zwarcie w zależności od sposobu uziemienia ochronnego zasilanych odbiorników przekształca go odpowiednio w układ TT lub TN.

Biorąc pod uwagę warunki ekstremalne, jakie postają w czasie pożaru, i związane z tym problemy eksploatacyjne, należy stwierdzić, że układ ten również nie nadaje się do zasilania odbiorników energii elektrycznej, które muszą funkcjonować w czasie pożaru. W myśl wymagań normy [7] do zasilania urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, nadaje się jedynie układ zasilania TN (TN-C, TN-C-S, TN-S), gdzie warunek samoczynnego wyłączenia należy sprawdzić z wykorzystaniem następującego wzoru:

gdzie:

Z_k1 – impedancja obwodu zwarcia jednofazowego, w [Ω],

U₀ – napięcie pomiędzy przewodem fazowym a uziemionym przewodem PE lub PEN, w [V],

I_a – prąd wyłączający zabezpieczenie w czasie nie dłuższym od określonego w normie PN-HD 60364-4-41:2009,

I_k1 – spodziewany prąd zwarcia jednofazowego, w [A],

Wyznaczenie impedancji zwarcia jednofazowego jest uzależnione do źródła zasilającego:

– System Elektroenergetyczny,

– zespół prądotwórczy.

Przy zasilaniu z Systemu Elektroenergetycznego, impedancję obwodu zwarcia jednofazowego należy wyznaczyć ze wzoru (18):

gdzie:

R_T – rezystancja uzwojeń transformatora zasilającego, w [Ω],

R_p – rezystancja przewodów zasilających budynek, w [Ω],

R_o – rezystancja przewodów obwodu zasilającego urządzenia ppoż., których funkcjonowanie jest niezbędne w czasie pożaru, określona wzorem (14), w [Ω],

X_T – reaktancja uzwojeń transformatora zasilającego, w [Ω],

X_p – reaktancja przewodów zasilających budynek, w [Ω],

X_o – reaktancja przewodów obwodu zasilającego urządzenia ppoż., których funkcjonowanie jest niezbędne w czasie pożaru, w [Ω].

Przy zasilaniu z generatora zespołu prądotwórczego impedancję obwodu zwarcia jednofazowego należy wyznaczyć ze wzoru (19):

gdzie:

R_G – rezystancja uzwojeń generatora zespołu prądotwórczego określona wzorem (20), w [Ω],

R_p – rezystancja przewodów zasilających budynek, w [Ω],

R_o – rezystancja przewodów obwodu zasilającego urządzenia ppoż., których funkcjonowanie jest niezbędne w czasie pożaru, określona wzorem (14), w [Ω],

X_k1G – reaktancja generatora określona wzorem (21), w [Ω],

X_p – reaktancja przewodów zasilających budynek, w [Ω],

X_o – reaktancja przewodów obwodu zasilającego urządzenia ppoż., których funkcjonowanie jest niezbędne w czasie pożaru, w [Ω],

gdzie:

U_nG – napięcie znamionowe generatora, w [kV],

S_nG – znamionowa moc pozorna generatora, w [MVA],

n – krotność prądu znamionowego generatora podczas zwarcia na jego zaciskach, przyjmowana zgodnie z DTR producenta zespołu prądotwórczego, w [-].

W przypadku, w którym spełnienie warunku samoczynnego wyłączenia, określonego wzorem (17), jest niemożliwe, dopuszcza się przyjęcie ochrony przeciwporażeniowej przy uszkodzeniu przez obniżenie napięcia dotykowego UST, które może pojawić się na częściach przewodzących dostępnych chronionego urządzenia, do wartości napięcia dotykowego dopuszczalnego długotrwale UL≤25 V. Dla zachowania skutecznej ochrony przeciwporażeniowej przez obniżenie napięcia dotykowego do wartości dopuszczalnej długotrwale należy połączyć części przewodzące dostępne chronionego urządzenia z Główną Szyną Uziemiającą budynku. Wymagany przekrój przewodu ochronnego należy wyznaczyć ze wzoru (22):

gdzie:

S_PE – wymagany przekrój przewodu ochronnego, w [mm²],

L – długość przewodu ochronnego łączącego chronione urządzenie z GSU, w [m],

I_a – prąd wyłączający zabezpieczenie obwodu zasilającego chronione urządzenie w czasie nie dłuższym niż określony w normie PN-HD 60364-4-41:2009 (patrz tabela 2.),

γ – konduktywność przewodu ochronnego, w [m/(Ω· mm²)],

k_p – współczynnik wzrostu rezystancji przewodu ochronnego określony wzorem (13), w [-].

Interpretację wymagań określonych wzorem (22) przy zasilaniu z generatora zespołu prądotwórczego przedstawia rysunek 5.

W przypadku, gdy prąd zwarcia jednofazowego I_k>I_a, należy przyjąć, że spełniony zostanie warunek samoczynnego wyłączenia zasilania określony wzorem (17).

Wnioski

1. Do zasilania urządzeń elektrycznych, które muszą funkcjonować w czasie pożaru, należy stosować wyłącznie atestowane zespoły kablowe (kable lub przewody wraz z ich konstrukcjami nośnymi przed dopuszczeniem do stosowania muszą przejść wspólne badania ogniowe). Zgodnie z wymaganiami niemieckiej normy DIN 4102-12 Zachowanie się materiałów i elementów budowlanych pod wpływem ognia. Podtrzymywanie funkcji urządzeń w czasie pożaru. Wymagania i badania [2], dopuszcza się do stosowania atestowane zespoły kablowe posiadające cechę E30, E60 lub E90. Zapewnia to ciągłość dostaw energii elektrycznej przez czas odpowiednio 30; 60 lub 90 minut w zależności od wymaganego czasu pracy zasilanych urządzeń. Krajowe przepisy [3, 6] definiują te wymagania nieprecyzyjnie.
2. Dobierane przewody muszą zapewnić dostawę energii elektrycznej o wymaganych parametrach przez wymagany czas pracy zasilanych urządzeń wspomagających ewakuację oraz zapewnić skuteczną ochronę przeciwporażeniową, przez co podczas ich doboru należy uwzględnić wzrost rezystancji przewodnika wskutek działania wysokiej temperatury.
3. Przykrycie przewodów warstwą tynku nie chroni przed wzrostem rezystancji przewodów wskutek działania wysokiej temperatury (ściana wraz z tynkiem akumuluje ciepło powodując dodatkowe oddziaływanie termiczne na przewody).
4. W przypadku prowadzenia kabli lub przewodów w atestowanych kanałach kablowych, które gwarantują termiczną izolację od pomieszczeń objętych pożarem przez wymagany czas, przewody i kable zasilające urządzenia ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, należy dobierać bez konieczności uwzględniania wzrostu rezystancji powodowaną wysoką temperaturą. Spodziewana temperatura wewnątrz kanału, powstająca w czasie pożaru, nie może przekraczać dopuszczalnej długotrwale temperatury kabli lub przewodów.

Literatura

1. Wiatr J., Orzechowski M.: Poradnik projektanta elektryka, DW Medium 2012 wydanie V.
2. DIN 4102-12: Zachowanie się materiałów i elementów budowlanych pod wpływem ognia. Podtrzymywanie funkcji urządzeń w czasie pożaru. Wymagania i badania.
3. PN-EN 50200:2006: Metoda badania palności cienkich przewodów i kabli bez ochrony specjalnej stosowanych w obwodach zabezpieczających.
4. Materiały udostępnione przez firmę NIEDAX KLEINHUIS POLSKA Sp. z o.o.
5. PN-B-02851-1:1997: Ochrona przeciwpożarowa budynków. Badania odporności ogniowej elementów budynku. Wymagania ogólne i klasyfikacja.
6. Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12.04.2002r. w sprawie warunków technicznych jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie (Dz. U. 75 poz. 690. z późniejszymi zmianami).
7. PN-HD 60364-4-41: 2009: Instalacje elektryczne niskiego napięcia. Część 4 –41. Instalacje dla zapewnienia bezpieczeństwa. Ochrona przed porażeniem elektrycznym.
8. J Wiatr., Boczkowski A., Orzechowski M.: Ochrona przeciwporażeniowa oraz dobór przewodów i ich zabezpieczeń w instalacjach niskiego napięcia, DW MEDIUM 2010
9. Wiatr J., Skiepko E.: Dobór przewodów do zasilania urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, elektro.info 10/2010 – cz. I, elektro.info 11/2010 – cz.II.
10. E. Skiepko: Instalacje przeciwpożarowe, DW MEDIUM 2010 – wydanie II.
11. PN -EN 1363-2:2001: Badanie odporności ogniowej. Część 2. Procedury alternatywne i dodatkowe.
12. Konecki M., Król B., Wróblewski D.: Nowoczesne metody działań ratowniczo-gaśniczych, Warszawa 2003.
13. Konecki M.: Wpływ szybkości wydzielania ciepła i emisji dymu na rozwój pożaru w układzie pomieszczeń, Warszawa 2007.
14. Wiatr J., Orzechowski M.: Dobór przewodów i kabli w instalacjach niskiego napięcia. Zagadnienia wybrane, DW Medium 2011 – wydanie II.
15. PN-B-02852:2001 Ochrona pożarowa budynków. Obliczanie gęstości obciążenia ogniowego oraz wyznaczanie względnego czasu trwania pożaru.
16. Strzałka-Gołuszka K., Strzałka J.: Jakość energii elektrycznej – parametry jakościowe, skutki złej jakości i sposoby poprawy cz. 1, INPE nr 129-130 czerwiec-lipiec 2010.
17. M. Abramowicz; R. G. Adamski: Bezpieczeństwo pożarowe budynków cz. I SGSP 2002
18. www.leonardo-energy.org (december 15,2004 – Page 5 of 9)
19. Niestępski S., Parol M., Pasternakiewicz J., Wiśniewski T.: Instalacje elektryczne. Budowa, projektowanie i eksploatacja, OWPW 2011.
20. Ochrona przeciwpożarowa w instalacjach elektrycznych (zagadnienia wybrane), materiały konferencyjne konferencji jubileuszu 10-lecia elektro.info Warszawa 18.10.2011
21. N SEP-E 002 Instalacje elektryczne w obiektach budowlanych. Instalacje elektryczne w obiektach mieszkalnych. Podstawy planowania
22. Strojny J., Strzałka J.: Projektowanie urządzeń elektroenergetycznych, UWND AGH 2008 – wydanie VII.
23. Statystyki pożarów prowadzone przez KG PSP: www.kgpsp.gov.pl.
24. PN-EN 50160: 2008 Parametry jakościowe napięcia w publicznych sieciach rozdzielczych.

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!