CH678818A5

CH678818A5 -

Info

Publication number: CH678818A5
Application number: CH1034/89A
Authority: CH
Inventors: Wilfried Klein
Original assignee: Wilfried Klein
Priority date: 1988-06-10
Filing date: 1989-03-21
Publication date: 1991-11-15
Also published as: NL8901452A; DE3819749C2; DK281189A; DE3819749A1; DK168942B1; US4981179A; DK281189D0; GB8912666D0; GB2219500A; GB2219500B

Description

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Beschreibung

Die Erfindung betrifft eine thermische Auslösevorrichtung für Sprinkler für ortsfeste Feuerlöschanlagen nach dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1.

Die Anforderungen an Sprinkler für ortsfeste Feuerlöschanlagen gehen dahin, dass zunehmend sehr viel kürzere Auslösezeiten verlangt werden, um entstehende Brände schneller und damit wirkungsvoller als bisher bekämpfen zu können. Ein wesentliches Kriterium für die Ausiösezeit eines Sprinklers ist die Auslöseträgheit seines als Sicherungsglied ausgebildeten thermischen Auslöseelementes. Als Mass für die Auslöseträgheit hat sich in einschlägigen Kreisen international der sogenannte RTI-Wert durchgesetzt, wobei RTI für den Ausdruck «Response Time Index», also für den «Trägheitsindex» steht. Der RTI-Wert ist dabei die Zeitkonstante für die Erwärmung des Auslöseelementes, die in einem Luftstrom mit einer Geschwindigkeit von 1 m/s eintritt. Er errechnet sich nach der Formel RTI = x • u1/2, wobei

Wärmespeichervermögen = Auslöseträgheit und Wärmeaufnahmevermögen u = die Rauchgasgeschwindigkeit bedeuten und das Wärmespeichervermögen als die pro °C Temperaturerhöhung in cal, kcal oder Joule gemessene erforderliche Wärmemenge und das von der Luftgeschwindigkeit abhängige Wärmeaufnahmevermögen als die in cal/sec, Joule/sec oder auch Watt gemessene, dem Auslöseelement aus der Umgebungsluft pro °C Temperaturdifferenz zwischen diesen je Zeiteinheit, z.B. je Sekundey insgesamt zufliessende Wärmemenge definiert ist.

Bei herkömmlichen Sprinklern beträgt diese Zeitkonstante etwa 200 bis 400 Sekunden. Neuere Entwicklungen von als Glasfässchen ausgebildeten Auslöseelementen haben weitaus niedrigere Zeitkonstanten, die bei etwa einem Fünftel der genannten Werte liegen. Solche Glasfassauslöseelemente sind beispielsweise in der deutschen Patentschrift 3 220 124 und in der europäischen Patentanmeldung 0 215 331 beschrieben.

Bei der deutschen Patentschrift 3 220 124 wird die Auslösezeit des Sprinklers dadurch verkürzt, dass eine bekanntermassen im Glasfässchen angeordnete als Verdrängerkörper wirkende feste Einlage aus einem Material hergestellt wird, dessen Wärmekapazität geringer ist als die Wärmekapazität der Sprengflüssigkeit im Glasfässchen, wobei das Volumen der Sprengflüssigkeit im Glasfässchen durch den Verdrängungskörper verkleinert wird, ohne dass der Glaskörper in seinen Abmessungen und damit hinsichtlich seiner Festigkeitseigenschaften verändert wird.

Im Unterschied dazu wird bei der europäischen Patentanmeldung 0 215 331 ein ohne wesentliche Ein-busse an Festigkeit und Dauerbelastbarkeit den neuen Anforderungen entsprechend schnell ansprechendes Glasfässchen damit angestrebt, dass wenigstens das eine Ende des Glasfässchens gegenüber dem dünnen Schaft verdickt ist und gegenüber diesem Schaft einen grösseren Durchmesser aufweist.

In diesen beiden Fällen wird also die Verringerung der Auslöseträgheit und damit die Herabsetzung der Auslöseverzögerung der Sprinkler durch besondere Gestaltung des Glasfässchens bzw. seiner Füllung zu erreichen versucht.

Für das Mass der Auslöseverzögerung der Sprinkler ist aber nicht nur die Grösse der Auslöseträgheit RTI massgebend, sondern auch noch eine weitere Grösse, nämlich der sogenannte C-Wert, der kennzeichnend ist für die Auslöseverzögerung infolge von Wärmeableitung vom Auslöseelement über den Sprinkleranschluss hin zum wassergefüllten Rohrnetz.

Gemäss Dokument N 139 aus ISO TC 21 SC 5 WG 1 von Gunnar Heskestad und Robert G. Bill lässt sich der Temperaturanstieg im Auslöseelement nach der Formel a (4Te) = n füg - —— & Tel dt RTI L u1'2 J

bestimmen, wobei

ATe die Temperatur des Auslöseelements minus der Rohrtemperatur (■& Wassertemperatur} in °C u die Rauchgasgeschwindigkeit in m/sec

ATg die Rauchgastemperatur minus der Rohrtemperatur (■& der Wassertemperatur) in °G die Zeitkonstante des Auslöseelementes bei gegebener Rauchgasgeschwindigkeit in sec

RTI x- u1'2 in sec "Tm/ sec' und

C den Parameter für die Wärmeübertragung durch Wärmeleitung vom Auslöseelement zum Rohrnetz in Tm/sec* bedeuten.

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Mit dieser Formel lässt sich der Temperaturverlauf im Auslöseelement und damit die Auslöseverzögerung bei verschiedenen Rauchgasgeschwindigkeiten und Rauchgastemperaturen zeigen. So kann mit ihr nachgewiesen werden, dass der RTI-Wert dann der dominierende Parameter ist, wenn eine hohe Energiezufuhr erfolgt, zum Beispiel bei hoher Rauchgasgeschwindigkeit sowie hoher Temperaturdifferenz zwischen Rauchgas und Auslöseelement.

Mit dieser Formel kann ebenso nachgewiesen werden, dass der C-Wert dann der dominierende Parameter ist, wenn eine geringe Energiezufuhr erfolgt, z.B. bei geringer Rauchgasgeschwindigkeit sowie geringer Temperaturdifferenz zwischen Rauchgas und Auslöseelement, der C-Wert also einen grossen Einfluss hat. Der Einfluss des C-Wertes kann dabei so gross werden, dass das Auslöseelement nicht mehr anspricht, obwohl die Rauchgastemperatur erheblich über der vorgesehenen Ausiösetemperatur des Auslöseelementes liegt. Bei sich langsam entwickelnden Bränden wird dadurch das Auslösen der Sprinkler lange Zeit verhindert, d.h. stark verzögert, obwohl der zur Auslösung der Sprinkler vorgesehene erforderliche Wert der Brandkenngrösse «Temperatur» bereits eindeutig seit geraumer Zeit erreicht bzw. sogar überschritten ist, mit der Konsequenz, dass sich der Brand in unnötig grossem Masse entwickeln und ausdehnen kann und damit unnötig grosser Schaden entsteht, bevor die Feuerlöschanlage in Aktion tritt, der C-Wert also einen grossen Einfluss hat.

Ein hoher C-Wert kann sich aber auch dann ais nachteilig erweisen, wenn sich bei normal oder schnell sich entwickelnden Bränden sowie in grosser Höhe an der Decke des Raumes angebrachten Sprinklern infolge einer Vermischung der Rauchgase mit der Umgebungsluft, eine niedrige Rauchgastemperatur und eine geringe Rauchgasgeschwindigkeit einsteilen. Die Möglichkeit, den Brand zu einem möglichst frühen Zeitpunkt zu bekämpfen und damit sicher zu löschen, verstreicht auch hier ungenutzt.

Anhand von Untersuchungen an einer Reihe von derzeit gebräuchlichen Sprinklern, u.a. solchen gemäss den deutschen Patentschriften 2 539 703 und 2 639 245, in einem Luftstrom mit einer Geschwindigkeit von 1 m/s und mit einer Temperatursteigerung von ca. 0,5°C pro Minute sowie bei einem von Wasser mit einer Temperatur von ca. 20°C durchspülten Gewindeanschluss der Sprinkler, also bei einer Versuchsanordnung, die realen Brandverhältnissen durchaus entspricht, wurde festgestellt, dass die Sprinkler erst bei Temperaturen auslösten, die erheblich über deren Nennauslösetemperatur lagen. Dies bedeutet aber nichts anderes, als dass die bekannten Sprinkler eine zu lange Zeit benötigen bis sie ansprechen, so dass eine rechtzeitige Brandbekämpfung zumindest in Frage gestellt und dadurch die Gefahr unnötig grosser Brandschäden gegeben ist.

Aufgabe der Erfindung ist es, eine thermische Auslösevorrichtung für Sprinkler für ortsfeste Feuerlöschanlagen zu schaffen, die eine so kurze Auslösezeit aufweist, dass ihr Ansprechen im Brandfall möglichst genau bei der vorgegebenen Ausiösetemperatur erfolgt.

Bei einer thermischen Auslösevorrichtung gemäss dem Oberbegriff des Anspruchs 1 wird diese Aufgabe durch eine Ausbildung nach dem Kennzeichen des Anspruchs 1 erreicht.

Durch die erfindungsgemässen Massnahmen wird erreicht, dass der Abfluss der beim Entstehen eines Brandes dem Auslöseelement, also dem Glasfässchen, durch die Rauchgase entsprechend deren Geschwindigkeit und Temperatur zugeführten Wärme vom Auslöseelement zum Verschlusskörper und gegebenenfalls auch zum Bügel hin weitestgehend unterdrückt wird. Die dem Glasfässchen entsprechend der Rauchgasgeschwindigkeit und der Rauchgastemperatur zugeführte Wärmeenergie bleibt diesem also praktisch voll erhalten, so dass sich das Glasfässchen verhältnismässig schnell auf die vorgesehene Ausiösetemperatur erhitzen und bei Erreichen bzw. Oberschreiten derselben auslösen kann, ohne dass durch eine unerwünschte Abkühlung infolge Wärmeabflusses eine Verzögerung des Auslösens eintritt. Die Isolierwirkung des wärmeisolierenden Bauteils ist naturgemäss um so grösser, je geringer die Wärmeleitfähigkeit des verwendeten Materials ist.

Dies allein würde jedoch nicht ausreichen, den Wärmeabfluss vom Auslöseelement zu dem mit dem Rohrnetz bzw. dem in diesem befindlichen Wasser in Verbindung stehenden Verschlusskörper hin in ausreichendem Masse zu unterbinden. Wie sich beispielsweise aus dem Aufsatz von Eduard J. Job, «Remarks on the Effect of Conductive Heat Löss with Regard to Multiple Sprinkler Head Operation» bzw. der in diesem erwähnten US-PS 431 971 entnehmen lässt, ist es bereits seit rund 100 Jahren bekannt, bei Sprinklern für automatische Feuerlöschanlagen dem Abfluss von Wärme vom Auslöseelement zu der damit verbundenen Rohrleitung und dem in dieser befindlichen Wasser durch Verwendung von Bauteilen aus wärmeisolierendem, d.h. schlecht wärmeleitendem Material, nämlich Glas, entgegenzuwirken. Allerdings ohne dabei den gewünschten Effekt zu erzielen, wie anhand von Untersuchungen festgestellt werden konnte. Zwar ist Glas bekanntermassen ein als Wärmeisolator an sich gut geeigneter Werkstoff, jedoch wird die Isolierwirkung durch den verhältnismässig grossen Materialquerschnitt, wie er in der US-PS gezeigt ist, stark beeinträchtigt.

Gemäss dem Kennzeichen des Anspruchs 1 der Erfindung ist es ein wesentliches Kriterium für das wärmeisolierende Bauteil, dass es eine geringe Masse besitzt, aber eine grosse Oberfläche aufweist, und dass insbesondere sein Querschnitt senkrecht zur Richtung des Wärmeflusses klein ist. Die pro Grad Temperaturdifferenz über das wärmeisolierende Bauteil abfliessende Wärmemenge ergibt sich nämlich aus

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Wärmeleitwert * Querschnitt. Länge cal/cm sec grd ' cm: cm wobei es sich beim Wärmeleitwert um denjenigen des für das wärmeisolierende Bauteil verwendeten Materials und beim Querschnitt und der Länge um die tatsächlich vorhandene Querschnittsfläche und Länge des Bauteils handelt.

Wie steh aus dieser Formel ersehen lässt, kann die abfliessende Wärmemenge durch Wahl eines Werkstoffes mit möglichst niedrigem Wärmeleitwert sowie durch Verringerung der tatsächlichen Querschnittsfläche wie auch durch Vergrösserung der Länge des Bauteils in der gewünschten Weise, d.h. im Sinne eines möglichst geringen Wärmeabflusses beeinflusst werden.

Wählt man für das wärmeisolierende Bauteil beispielsweise den im Kennzeichen des Anspruchs 1 erwähnten V2A-StahI mit 18% Cr und 8% Ni, so ergibt sich laut Dubbel, Taschenbuch für den Maschinenbau, Springer Verlag, Band I, 12. Auflage,1966, S. 572 ein Wärmeleitwert von 0,039 cal/cm sec grd. Da dieser Werkstoff nicht nur die Korrosionsbeständigkeit gemäss einem Merkmal des Kennzeichens des Anspruchs 1, sondern die ebenfalls einem Merkmal des Kennzeichens des Anspruchs 1 entsprechende hohe Festigkeit aufweist, kann die im Sprinkler auf das wärmeisolierende Bauteil einwirkende Stützbelastung von z.B. 50 kp über einen Materialquerschnitt von beispielsweise 1 mm2 tatsächliche Quer-schnittsfläche sicher aufgefangen werden, so dass sich bei einem wärmeisolierenden Bauteil von 1 cm Länge ein Wert von

0,Q39 cal/cm sec grd ' 0,01 cma = 0(.00039 Cal/sec grd 1 cm ergäbe.

Anstelle des genannten V2A-Stahls können vorteilhaft auch alle anderen legierten oder nichtlegierten metallischen Werkstoffe, ebenso aber auch nichtmetallische Werkstoffe mit vergleichbaren Eigenschaften für das wärmeisolierende Bauteil verwendet werden. Während sich beispielsweise Kupfer hierfür wegen seines um ein Vielfaches höheren Wärmeleitwertes und auch wegen seiner wesentlich geringeren Festigkeit nur verhältnismässig schlecht eignet, wäre die Ausbildung des wärmeisolierenden Bauteiles gemäss der Erfindung aus Glas durchaus mit Vorteil praktikabel.

Zweckmässige weitere Ausgestaltungen des Erfindungsgedankens sind in den abhängigen Ansprüchen beschrieben. So ist es beispielsweise durch die Ausbildung des wärmeisolierenden Bauteils aus mehreren Einzelteilen möglich, eine weitere Verringerung des Wärmeabflusses durch den zwischen den einzelnen Teilen auftretenden Wärmeübergangswiderstand zu erreichen. Ebenso ist es möglich, durch Anbringung von Lamellen oder dergleichen aus gut wärmeleitfähigem Material, beispielsweise aus Kupfer, die Oberfläche des wärmeisolierenden Bauteils erheblich zu vergrössern, mit der Wirkung, dass das wärmeisolierende Bauteil bei Entstehen eines Brandes durch die Rauchgase stark aufgeheizt wird und dadurch eine Wärmesperre bzw. einen Wärmepuffer zwischen dem Glasfässchen und dem Sprinklerkörper bildet, der den Wärmeabfluss vom Glasfässchen verhindert, ja, bei geschickter Anordnung und Ausbildung sowie Dimensionierung sogar noch Wärme zum Glasfässchen hinleitet und damit dessen Auslösung beschleunigt, insbesondere wenn die Lamellen oder dergleichen nahe dem Ende des Glasfässchens am wärmeisolierenden Bauteil angeordnet sind und gegebenenfalls auch noch die dem Glasfässchen am nächsten befindliche Lamelle direkten Kontakt mit diesem hat. Hier wirken sich auch Glasfässchen positiv aus, die an ihrem Ende keine Verdickung aufweisen, sondern dünnwandig sind.

Die Erfindung ist in der Zeichnung in Ausführungsbeispielen gezeigt und wird im folgenden näher erläutert.

Es zeigen die

Fig. 1 und 2 den dominierenden Einfluss des RTI-Wertes bei hoher Energiezufuhr,

Fig. 3 und 4 den dominierenden Einfluss des C-Wertes bei niedriger Energiezufuhr,

Fig. 5a in zwei Balkendiagrammen das Ansprechverhalten bekannter und gebräuchlicher Sprinkler vom Schmelzlot- und vom Glasfasstyp hinsichtlich ihres RTI- bzw. C-Wertes in Richtung längs und quer zum Sprinklerbügel,

Fig. 5b den Einfluss unterschiedlicher C-Werte auf die für das Auslösen mindestens erforderliche Rauchgasgeschwindigkeit von 1 m/sec und einer angenommenen Rohrtemperatur von 0°C, dargestellt bei einem angenommenen Temperaturanstieg des Rauchgases von 2°C/min,

Fig. 6 einen Sprinklerkopf nach der Erfindung mit wärmeisolierenden und wärmesammelnden Bauteilen mit geringem Wärmespeichervermögen an beiden Enden des Glasfässchens,

Fig. 7 einen Sprinklerköpf mit zusammengesetztem wärmeisolierendem Bauteil am rohrnetzseitigen Ende des Glasfässchens,

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Fig. 8 dazu einen Schnitt nach der Linie A-A der Fig. 7,

Fig. 9 in einem Diagramm den Einfluss einer Solibruchstelle auf die Auslöseverzögerung des Glasfässchens,

Fig. 10a und 10b das unterschiedliche Ansprechverhalten eines Glasfässchens ohne und mit einer Sollbruchstelle,

Fig. 10c ein Beispiel für die Möglichkeit der Ausbildung einer Sollbruchstelle und

Fig. 11 ein weiteres Ausführungsbeispiel, mit aussenseitig des Sprühtellers angeordnetem Wärmekollektor.

Im Diagramm der Fig. 1 und 2 ist auf der Abszisse die Zeit in Sekunden und auf der Ordinate die Temperatur in Grad Celsius aufgetragen. In Fig. 1 beträgt die Rauchgastemperatur gemäss Linie 1 konstant 400°G bei einer ebenfalls konstanten Rauchgasgeschwindigkeit von 1 m/sec. Die vorgesehene Ausiösetemperatur beträgt gemäss Linie 2 konstant 68°C und die Sprinklerstart- bzw. -anfangstemperatur 0°C. Wie sich anhand der Kurven 3 und 4 für die Werte C = 0 bzw. C = 1 ersehen lässt, schneiden diese die Gerade 2 für die Ausiösetemperatur in nur geringem zeitlichem Abstand, nämlich bei t = 18 sec (C = 0; Kurve 3) und t = 20 sec (C = 1; Kurve 4). Daraus ist zu ersehen, dass der C-Wert auf das Erreichen der Ausiösetemperatur von 68°C einen nur geringen und untergeordneten Einfluss ausübt und entsprechend der hohen Energiezufuhr infolge der hohen Temperaturdifferenz zwischen dem Rauchgas und dem Auslöseelement der RTI-Wert der massgebliche Parameter für das Auslöseverhalten ist. Hierbei wurde vereinfachend angenommen, dass die Rohr- und Wassertemperatur mit 0°C konstant bleibt.

Entsprechendes gilt auch in bezug auf das Diagramm der Flg. 2, in der die Linie 1 eine konstante Rauchgastemperatur von 200°C bei einer Rauchgasgeschwindigkeit von 4 m/sec bezeichnet. Die vorgesehene Ausiösetemperatur gemäss Linie 2 beträgt wieder 68°C und die Sprinklerstarttemperatur 0°C. Die Kurven 3 für G = 0 und 4 für C = 1 schneiden die Gerade 2 für die Ausiösetemperatur auch hier in nur geringem zeitlichem Abstand voneinander, nämlich bei t = 20 sec (C = 0; Kurve 3) und t = 23 sec (C = 1; Kurve 4). Auch hier ist somit der Einfluss des Parameters C für die Wärmeübertragung durch Wärmeleitung vom Auslöseelement zum Rohrnetz bzw. Sprinklerkörper nur von untergeordneter Bedeutung und das Auslöseverhalten wird hier somit entscheidend vom RTI-Wert bestimmt.

Beim Diagramm der Fig. 3, bei dem ebenso wie bei den Fig. 4,5b und 9 wiederum angenommen wurde, dass die Rohr- und Wassertemperatur mit 0°C konstant bleibt, beträgt die Rauchgastemperatur ebenso wie bei Fig. 2 wiederum 200°C, jedoch die Rauchgasgeschwindigkeit nur 1 m/sec wie bei Fig. 1. Als Ausiösetemperatur wurde auch hier 68°C vorbestimmt und die Sprinklerstarttemperatur beträgt 0°C. Anhand der Kurven 3 für C = 0 bzw. 4 für C = 1 ist zu ersehen, dass diese die Auslösetemperaturgerade 2 bei t = 41 sec bzw. t = 56 sec schneiden, also mit erheblicher Zeitverzögerung im Verhältnis zueinander. Daraus folgt, dass infolge der erheblich geringeren Energiezufuhr als in den Beispielen der Fig. 1 und 2 der C-Wert hier eine sehr wesentliche Rolle in bezug auf das Auslöseverhalten spielt.

Dies wird noch beträchtlich deutlicher durch das Diagramm der Fig. 4, wo gemäss Linie 1 die Rauchgastemperatur 130°C beträgt und die Rauchgasgeschwindigkeit wiederum mit 1 m/sec festgelegt ist. Die Ausiösetemperatur und die Sprinklerstarttemperatur sind unverändert mit 68°C bzw. 0°C festgelegt. Die Kurve 3 für C = 0 schneidet die Auslösetemperaturkurve 2 bei t = 73 sec, wogegen die Kurve 4 für C = 1 mit der Geraden 2 keinen Schnittpunkt hat, sich dieser vielmehr nur annähert. Dies bedeutet aber nichts anderes, als dass bei einem C-Wert von 1 hier infolge Nichterreichens der Ausiösetemperatur ein Ansprechen des Sprinklers überhaupt nicht erfolgt Dem C-Wert kommt hier also eine ganz entscheidende Bedeutung zu.

Im Balkendiagramm der Fig. 5a sind links die RTI-Werte für eine Reihe von bekannten und üblicherweise verwendeten Schmelzlot- und Glasfasssprinklern bei Anströmung durch das Rauchgas längs und quer zum Sprinklerbügel und rechts in gleicher Weise für die meisten dieser Sprinkler die entsprechenden C-Werte aufgezeichnet. Wie sich aus diesem Diagramm ersehen lässt, weist bei den Schmelzlot-Sprinklern der Sprinkler Nr.13 und mit Einschränkungen der Sprinkler Nr.14 sowohl für den RTI- als auch für den C-Wert verhältnismässig günstige Werte auf, wogegen alle anderen Schmelzlotsprinkler entweder einen ungünstigen RTI- oder C-Wert oder überwiegend sogar beides haben.

Wesentlich ungünstiger sind die Verhältnisse bei den Glasfasssprinklern, bei denen nur der Sprinkler Nr. 23 einen günstigen RTI-Wert aufweist, dafür aber einen ungünstigen C-Wert, insbesondere bei Anströmung durch die Rauchgase längs zum Sprinklerbügel. Bei allen übrigen Sprinklern sind gleichermas-sen die RTI-Werte wie auch die C-Werte, insbesondere bei Anströmung längs des Bügels verhältnismässig hoch, was auf grosse Auslösezeiten bzw. Auslöseverzögerungen hindeutet.

Bei dem Diagramm der Fig. 5b, das den erheblichen Einfluss des C-Wertes auf die Auslöseverzögerung und die bei einer Rauchgasgeschwindigkeit von 1 m/sec zum Auslösen erforderliche Mindesttemperatur ebenfalls deutlich erkennen lässt, ist von einer anfänglichen Rauchgastemperatur von 70°C bei einem laufenden Temperaturanstieg von 2°C/min ausgegangen (strichlierte Linie 1a). Die Ausiösetemperatur (Linie 2) ist wiederum mit konstant 68°C festgelegt, die Sprinklerstarttemperatur hier mit 2Q°C (Linie 2b), und die Rauchgasgeschwindigkeit beträgt wiederum 1 m/sec. Wie sich anhand der Kurven 3 und 4 für die Werte C = 0 bzw. C = 1 ersehen lässt, schneiden diese die Auslösetemperaturgerade 2 bei ca. t = 205 sec bzw, t = 1433 sec. Anhand der für die weiteren C-Werte 0,2, 0,5,1,5,2,0 und 2,5 eingezeichneten Kurven 5a bis 5e ist zu ersehen, dass sich das Verhältnis zwischen der zum Auslösen mindestens

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eiforderlichen Rauchgastemperatur und der Nennauslösetemperatur beträchtlich vergrössert. Dieses Verhältnis wird zusätzlich beeinflusst durch unterschiedliche Rohrtemperaturen und/oder Rauchgasgeschwindigkeiten.

Bei dem teilweise im Schnitt gezeichneten Sprinkler der Fig. 6 ist der Ringbund 6 mit dem Gewindezapfen 7, mit Wasserdurchtrittsöffnung 8 sowie mit dem Bügel 9 versehen, der in üblicher Weise den Sprühteller 10 hält. Das Glasfässchen 11 ist an seinen stirnseitigen Enden über das wärmeisolierende Bauteil 12 mit den ringkragenförmigen Lamellen 12a und über die Tellerfeder 13 auf dem Ringbund 6 sowie über das wärmeisolierende Bauteil 14 mit ringförmigen Lamellen 14a im Bügel 9 abgestützt. Die wärmeisolierenden Bauteile 12 und 14 sind hier als Hohlzylinder ausgebildet, wobei zumindest der rohmetzseitige Hohlzylinder nach der Rohmetz- bzw. Wasserseite zu zweckmässig verschlossen ist, um einen direkten Kontakt zwischen dem im Rohrnetz anstehenden Wasser und dem Glasfässchen 11 zu vermeiden, der einen unerwünschten Abfluss von Wärme vom Glasfässchen nach dem Rohrnetz bzw. Wasser hin zur Folge hätte. Der Abfluss von Wärme lässt sich z.B. auch dadurch zusätzlich mindern, dass die zwischen Tellerfeder 13 und Sprinklerkörper üblicherweise benutzte Dichtung vollflächig ausgeführt wird.

Selbstverständlich könnte ein Verschluss aber auch in anderer Weise vorgesehen werden. Sowohl die Bauteile 12 und 14 als auch die an ihnen ausgebildeten Lamellen 12a und 14a sind mit dünnen Querschnitten ausgebildet, so dass sie eine verhältnismässig geringe Masse, aber eine im Vergleich dazu grosse Oberfläche besitzen. Die Tellerfeder 13 und das rohmetzseitige wärmeisolierende Bauteil 12 sind selbstverständlich so angeordnet und ausgebildet, dass - gegebenenfalls unter Zuhilfenahme weiterer nicht gezeigter Bauteile bzw. Elemente - eine sichere Absperrung des Wassers bis zum Moment des Auslösens des Sprinklers gewährleistet ist.

Die Lamellen, Ringkragen oder dergleichen 12a und/oder 14a können aus dem gleichen hochfesten korrosionsbeständigen Material hergestellt sein wie die Zylinder bzw. Zylinderhülsen 12 und 14, beispielsweise aus V2A-Stahl Crie Nis oder aber auch aus einem anderen, insbesondere gut wärmeleitfähigen Materrai wie Kupfer, Silber, Nickel, Aluminium oder dergleichen. In diesem Falle bewirken die Lamellen ein schnelles Aufheizen der Bauteile 12 und/oder 14, wodurch zwischen dem Glasfässchen 11 und dem Ringbund 6 bzw. dem Bügel 9 eine Wärmebarriere aufgebaut wird, die verhindert, dass vom Glasfässchen 11 Wärme zum Ringbund bzw. Bügel abgeleitet werden kann, bei entsprechender Anordnung und Ausbildung, insbesondere wenn die dem Glasfässchen benachbarten Lamellen mit diesem in direktem Kontakt stehen, von den Bauteilen 12 und/oder 14 sogar noch Wärme zum Glasfässchen 11 hingeleitet und damit dessen Auslösung beschleunigt wird.

Ais Material für die wärmeisolierenden Bauteile 12 und 14 kommen aufgrund ihrer Eigenschaften, insbesondere in bezug auf Korrosionsbeständigkeit, hohe Festigkeit, geringes Wärmeleit- sowie grosses Wärmeaufnahme-, aber geringes Wärmespeichervermögen, ausser dem genannten VaA-Stahl beispielsweise auch Chrom-Nickel-Stahl, Stahl mit 36% Ni, Monelmetall, Keramik und Glas für die Verwendung in Betracht. Es können aber auch besserleitende Werkstoffe verwendet werden, wenn diese zum Beispiel Infolge höherer Festigkeit durch geringere Materialquerschnitte kompensiert werden können. Eine Kompensation kann auch durch längere Isolierstrecken erfolgen.

Beim Ausführungsbeispiel der Fig. 7, bei dem gleiche Teile wieder mit den gleichen Bezugszeichen bezeichnet sind, ist zwischen der Tellerfeder 13 und dem Sprinklerringbund 6 der Verschlussteller 15 angeordnet. Die Tellerfeder 13 übernimmt hier die Funktion des wärmeisolierenden Bauteils 12 und ist daher aus einem die hierfür erforderlichen Eigenschaften aufweisenden Werkstoff hergestellt. Bügelseitig ist das wärmeisolierende Bauteil 14 hier als ein das Verschlussende des Glasfässchens 11 aufnehmender Hohlzylinder aus entsprechendem geeignetem Werkstoff ausgebildet.

Zwischen dem Glasfässchen 11 sowie den Bauteilen 13 (12) und 14 sind unmittelbar am Glasfässchen anliegend die Ringkragen oder dergleichen 16 aus Kupfer oder einem anderen gut wärmeleitfähigen Material angeordnet, die mit einer innenseitigen Bördelung das dem Glasfässchen benachbarte Ende der Tellerfeder 13 (12) bzw. des Hohlzylinders 14 umfassen und zwischen den Bauteilen 13 (12) und 14 eingespannt sind. Die als Wärmekollektoren dienenden dünnen Ringkragen 16 weisen eine im Verhältnis zu ihrer Masse grosse Oberfläche auf, wodurch sie eine grosse Wärmemenge aufnehmen und somit im Brandfall durch die auftretenden Rauchgase verhältnismässig schnell in erheblichem Masse aufgeheizt werden. Da über die Bauteile 13 (12) und 14 aufgrund deren Werkstoffeigenschaften und Querschnittsgestaltung nur verhältnismässig wenig Wärme abgeleitet werden kann, bilden die Ringkragen eine Wärmebarriere, so dass eine Wärmeableitung vom Glasfässchen zum Sprinklerkörper hin zumindest weitgehendst unterdrückt, ja u.U. sogar im Gegenteil noch Wärme zum Glasfässchen hingeleitet werden kann. Hier wirken sich insbesondere Glasfässchen positiv aus, die nicht verdickt sind, sondern wie bisher üblich, verhältnismässig dünnwandig sind und dadurch den Wärmefluss vom Kollektor in die Sprengflüssigkeit erleichtern.

Nach Fig. 8, die in vereinfachter Darstellung einen Schnitt durch die Fig. 7 entsprechend der Linie A-A darstellt, sind die Sprinklerbügelteile 9a und 9b in bezug auf eine diese mittig miteinander verbindende und durch die Achse des Glasfässchens 11 hindurchgehende gedachte Verbindungslinie mit ihrem Querschnitt unter einem Winkel von hier ca. 60° ausgebildet, so dass nur wenig von der Luft bzw. den Rauchgasen, die sich entsprechend der Anblasrichtung bereits an den Bügelteilen abgekühlt hat bzw. haben, auch noch auf das Auslöseelement, d.h. das Glasfässchen 11 trifft, was gemäss Fig. 5b für die Verbes-

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serung des RTI- und des C-Wertes von grossem Vorteil ist. Dieses Prinzip lässt sich selbstverständlich auch bei den bekannten dreiarmigen oder mehrarmigen Bügeln anwenden.

Im Diagramm der Fig. 9, in der die Linie 1 die konstante Rauchgastemperatur von 200°C und die Linie 2 die vorgesehene Ausiösetemperatur von 68°C anzeigen, ist das Auslöseverhalten eines Sprinklers unter Berücksichtigung einer nach Erreichen der Nenntemperatur auftretenden Wartezeit aufgetragen. Diese Wartezeit wird bei Schmelzlotsprinklem auf die im Moment des Schmelzens zu erbringende Wärme zurückzuführen sein. Aber auch bei Glasfasssprinklern tritt diese Wartezeit in erheblicher Grösse auf. Diese Wartezeit kann man messtechnisch dadurch ermitteln, dass man bei gegebenen Prüfbedingungen von Rauchgastemperatur und -geschwindigkeit, Sprinkler mit unterschiedlichen Ausgangstemperaturen zum Auslösen bringt und deren Auslösezeiten ermittelt. Wählt man nun den Auslösezeitpunkt als Bezugszeit und trägt die Starttemperaturen der geprüften Sprinkler bei einem um die Auslösezeit nach links verschobenen Zeitpunkt ein, erhält man zumindest bis zur Nenntemperatur die wahre Aufheizkurve des Auslöseelementes, dargestellt als Beispiel in Kurve 4a. Daraus kann man ersehen, dass der von 0°C gestartete Glasfasssprinkler nicht nach 27 Sekunden (Linie a), sondern nach einem längeren Zeitraum des Verharrens hier nach 56 Sekunden (Linie b) auslöst. Demgegenüber löst das mit einer Sollbruchstelle gemäss der Erfindung versehene Glasfässchen bereits zu einem wesentlich früheren Zeitpunkt und einer niedrigeren Temperatur (Linie c) aus. Die Ursache für diese Verzögerung ist derzeit noch nicht genau erforscht. Sie wird aber zum Teil der Energie zugeschrieben, die erforderlich ist, den Druck im Glasfässchen aufzubauen. Weiter ist bekannt, dass Glas kurzzeitig höhere Belastungen aushält als langfristig. Es kann daher durchaus als wahrscheinlich angenommen werden, dass das Glasfässchen über eine gewisse Zeitspanne eine höhere Temperatur als die Nenntemperatur und den damit verbundenen erhöhten Druck aushält. Man hat versucht, dieses Phänomen der Auslöseverzögerung mit einem Aktivierungsparameter auszudrücken. Dieser hat die Einheit °C. Man kann ihn sich so vorstellen, als würde er die Temperaturdifferenz zwischen der tatsächlichen Ausiösetemperatur des Glasfässchens und der Nennauslösetemperatur darstellen.

Die Ausiösetemperatur ist die Bersttemperatur des Glasfässchens, die in einer Flüssigkeit mit langsam ansteigender Temperatur ermittelt wird. Die Bersttemperatur wird durch die Füllmenge, abgestimmt auf die Art des eingefüllten Stoffes, sowie durch den Berstdruck des Glasfässchens bestimmt/ Der Aktivierungsparameter hängt ab von der Art der eingefüllten Flüssigkeit und dem Berstdruck des Glasfässchens.

Bei Raumtemperatur sind die zugeschmolzenen Glasfässchen nicht vollständig gefüllt, vielmehr enthalten sie einen Hohlraum, der wie eine Luftblase aussieht, im wesentlichen aber wohl, ausser mit beim Zuschmelzen des Glasfässchens in dieses eingeschlossener Luft mit verdampfter Sprengflüssigkeit gefüllt ist. Mit steigender Temperatur des Glasfässchens verschwindet dieser Hohlraum mehr und mehr und ist bei einigen wenigen Grad Celsius unterhalb der Bersttemperatur nicht mehr feststellbar, wobei angenommen werden kann, dass die Flüssigkeit nunmehr den Innenraum des Glasfässchens vollständig ausfüllt. Für diesen mit einer Druckerhöhung bei gleichzeitiger Ausdehnungsunterdrückung verbundenen Vorgang muss durch die dem Glasfässchen zuströmende Wärme zunächst die Energie aufgebracht werden, die bei gegebenem Glasfässchen um so grösser wird, je grösser die Komprlmierbarkeit K und je kleiner der Ausdehnungskoeffizient der eingefüllten Flüssigkeit ist und je grösser die auf das Volumen der Flüssigkeit bezogene spezifische Wärme ESpez ist. Die erforderliche Energie wird um so geringer, je höher die aus diesen Grössen gebildete Kennzahl ist, die beispielsweise bei Quecksilber bei 100, bei Benzol und Silikonöl bei 27 und bei Glycerin und Glykol bei 20 liegt. Durch die Auswahl geeigneter Substanzen, aber auch durch geeignete Beimengungen, hat man es somit in der Hand, den Aktivierungsparameter zu beeinflussen, d.h. zu verringern.

Der Aktivierungsparameter lässt sich aber auch durch geeignete Ausbildung der Glasfässchen in erheblichem Masse verringern. Die Glasfässchen müssen dauerhaft stabil gegen auftretende Längskräfte sein, die zum Zuhalten des Verschlusskörpers dienen. Sie müssen ebenso gegen Biegekräfte stabil sein. Sie brauchen aber nicht gegen zunehmenden Innendruck stabil zu sein, da dieser ja nur im Falle einer Erwärmung ansteigt, wobei das Glasfässchen ja gerade bei Erwärmung auf eine vorgegebene Ausiösetemperatur dem dieser entsprechenden Innendruck nicht mehr standhalten, vielmehr durch Selbstzerstörung auslösen und den Sprinkler durch Öffnen des Verschlusses in Tätigkeit setzen soll.

In Fig. 10a ist links in stark vergrössertem Massstab und in einem Querschnitt in Draufsicht ein herkömmlich ausgebildetes Glasfässchen 11 mit über seinen ganzen Umfang hinweg gleichmässiger Wanddicke gezeigt. Gemäss dem rechts daneben gezeigten schematischen Diagramm steigt der Druck im Glasfässchen mit zunehmender Erwärmung und fortschreitender Zeit zunächst nur sehr langsam, um dann verhältnismässig unvermittelt, d.h. innerhalb einer weiteren relativ kleinen Temperaturspanne

K Espez 1/bar * cal/grd cm3

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stark anzusteigen, bis schliesslich bei der Temperatur TBeist der verhältnismässig hohe Berstdruck Peeist erreicht ist, bei dem das Glasfässchen dann wie gewollt zu Bruch geht. In Fig. 10b ist das Glasfässchen 11 in gleicher Weise wie in Fig. 10a dargestellt, nunmehr jedoch mit der Sollbruchstelle 17 versehen. Gemäss dem in Fig. 10b rechts gezeigten schematischen Diagramm ergibt sich durch die Sollbruchstelle ein sehr viel geringerer Pßerst. und damit auch eine gering zum Aufbau des Druckes erforderliche Energie. Auch wird die bei schnellem Temperaturanstieg sonst auftretende Temperaturüberhöhung erheblich reduziert.

Ein Beispiel für die Ausbildung der Sollbruchstelle 17 ist in dem stark vergrösserten Längsschnitt durch das Glasfässchen 11 in Fig. 10c gezeigt. Die Sollbruchstelle ist dabei als in der Ansicht sichelförmige nutartige Vertiefung ausgebildet, so dass das Auftreten von Kerbspannungen vermieden ist. Andere Formen der Sollbruchstelle als in den Fig. 10b und 10c gezeigt, sind selbstverständlich denkbar und realisierbar. Desgleichen können anstelle einer einzigen Sollbruchstelle auch deren zwei oder mehrere vorzugsweise gleichmässig über den Umfang des Glasfässchens verteilt vorgesehen werden.

Beim Ausführungsbeispiel der Fig. 11, bei dem gleiche Teile wieder mit den gleichen Bezugszeichen versehen sind, ist der Sprühteller 10 über die Bügelarme 9a und 9b an dem mit dem Gewindezapfen 7 versehenen Ringbund 6 befestigt. Das Glasfässchen 11 ist mittels des an seinem einen Ende wiederum verschlossenen und mit den Rippen, Lamellen oder dergleichen 12a versehenen wärmeisolierenden Bauteil 12 über die als Verschlusskörper wirkende Tellerfeder 13 auf dem Ringbund 6 und über die innenseitige Umbördeiung 18 des durch die zentrale Öffnung 19 des Sprühtellers 10 hindurchgeführten und als Hohlzylinder 20 mit aussenliegender grossflächiger dünner Scheibe 21 ausgebildeten Wärmekollektors auf dem Sprühteller 10 abgestützt. Für den Wärmekollektor 20, 21 wird selbstverständlich ein besonders geeignetes Material wie Kupfer oder dergleichen verwendet und selbstverständlich wird auch hier für einen sicheren Verschluss durch die Tellerfeder 13 gesorgt, gegebenenfalls durch Verwendung zusätzlicher Dichtungsmittel.

Es bewegt sich auch im Rahmen der Erfindung, anstelle der in den Fig. 6 bis 8 beispielsweise gezeigten Sprinkler anders geformte Sprinkler in Verbindung mit anders ausgebildeten wärmeisolierenden Bauteilen ohne oder mit gegebenenfalls als Wärmekollektoren fungierenden Rippen, Lamellen, Ringscheiben oder dergleichen zu verwenden, sofern dabei den oben erwähnten erfindungswesentlichen Kriterien zutreffend Rechnung getragen ist.

Claims

Patentansprüche

1. Thermische Auslösevorrichtung für Sprinkler für ortsfeste Feuerlöschanlagen, mit einem mit einer Sprengflüssigkeit gefüllten, als Glasfässchen ausgebildeten Auslöseelement, das mit seinen stirnseitigen Enden zwischen einem auf einem Ventilsitz aufliegenden rohrnetzseitigen Verschlusskörper und einem Gegenlager eingespannt ist und den Verschlusskörper bis' zum Moment des Auslösens in Schliesslage hält, dadurch gekennzeichnet, dass das Glasfässchen (11) zumindest auf dem Verschlusskörper (13 bzw. 15) mittelbar über ein wärmeisolierendes, korrosionsbeständiges Bauteil (12, 14) abgestützt ist, das bezüglich einem entsprechenden Kupferbauteil eine hohe Festigkeit, geringe Wärmeleitfähigkeit und geringes Wärmespeichervermögen aufweist und ferner eine das Wärmeaufnahmevermögen begünstigende Form besitzt, derart, dass der Abfluss der beim Entstehen eines Brandes dem Glasfässchen (11) durch die Rauchgase zugeführten Wärme vom Glasfässchen zum Verschfusskörper bzw. Gegenlager weitestgehend unterdrückt wird.

2. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass das wärmeisolierende Bauteil aus Chrom-Nickelstahl, insbesondere CrNi 18 8, Stahl mit 36% Ni, Monelmetall oder Keramik besteht.

3. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass das wärmeisolierende Bauteil (12,14) aus mehreren Einzelteilen gebildet ist.

4. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass zumindest das rohmetzseitige wärmeisolierende Bauteil (12) als ein Hohlzylinder ausgebildet ist.

5. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, dass der rohmetzseitige Hohlzylinder an seinem vom Glasfässchen (11) abgewandten Ende verschlossen ist

6. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass das rohmetzseitige wärmeisolierende Bauteil (12) durch eine sich unter dem Verschlusskörper (13 bzw. 15) befindliche Dichtung vom direkten Kontakt mit dem Wasser getrennt ist.

7. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass die wärmeisolierenden Bauteile (12,14) mit wenigstens einer rippenartigen Erweiterung (12a, 14a) versehen sind.

8. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass die rippenartige Erweiterung (12a, 14a) als Wärmekollektor aus einem wärmeleitenden Material wie Kupfer, Silber, Nickel oder Aluminium hergestellt ist

9. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 7 oder 8, dadurch gekennzeichnet, dass die rippenartige Erweiterung (12a, 14a) als wenigstens ein sich im wesentlichen senkrecht zur Achse des Glasfässchens erstreckender lamellenartiger Flügel oder eine Ringscheibe ausgebildet ist.

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10. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 9, dadurch gekennzeichnet, dass das Glasfässchen (11) eine auf einen bestimmten Innendruck desselben ansprechende Sollbruchstelle (17) aufweist.

11. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, dass die Sollbruchstelle (17) als etwa V-förmige, sich über wenigstens einen Teil der axialen Länge des Glasfässchens (11) erstreckende, aussenseitig am Glasfässchen angeordnete Nut ausgebildet ist.

12. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 10 oder 11, dadurch gekennzeichnet, dass die Sollbruchstelle (17) durch Einritzen oder Anschleifen des Glasfässchens (11) ausgebildet ist.

13. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 12, dadurch gekennzeichnet, dass das Glasfässchen (11) frei von Luft mit Benzol oder Silikonöl gefüllt ist.

14. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 13, dadurch gekennzeichnet, dass das Gegenlager (9) des Sprinklers, Windschatten für das Glasfässchen (11) und die wärmeisolierenden Bauteile (12,14) vermeidend, strömungsgünstig ausgebildet Ist.

15. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, dass der Querschnitt der Arme (9a, 9b) des Bügels (9) in bezug auf eine - in einem senkrecht zur Achse des Glasfässchens (11) durch dieses gelegten Schnitt in Draufsicht betrachtet - diese mittig miteinander verbindende und durch die Achse des Glasfässchens (11) gehende gedachte Gerade unter einem Winkel schräg angeordnet ist.

16. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, dass der Querschnitt der Arme (9a, 9b) des Bügels (9) unter einem Winkel von 15° bis 60° gegenüber einer diese mittig miteinander verbindende und durch die Achse des Glasfässchens hindurchgehende gedachte Verbindungslinie schräg angestellt ist.

17. Thermische Auslösevorrichtung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, dass der genannte Winkel 30° bis 50°, vorzugsweise 40°, beträgt.

18. Thermische Auslösevorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 17, dadurch gekennzeichnet, dass das Glasfässchen (11) über ein Zwischenglied aus einem wärmeleitenden Material wie Kupfer mit einem ausserhalb des Bügels (9) angeordneten, aus einem wärmeleitenden Material hergestellten Wärmekollektor verbunden ist.

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