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Projet National de recherche et développement

INGÉNIERIE DE LA SÉCURITÉ INCENDIE

Reconstitution de sinistres incendie

Septembre 2011

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SOMMAIRE

1 INTRODUCTION .............................................................................................................................. 3

2 OBJET DES RECONSTITUTIONS DE SINISTRES ....................................................................... 3

3 LES RECONSTITUTIONS DE SINISTRE ....................................................................................... 5

3.1. SINISTRE F1 (FOYER-LOGEMENT) ....................................................................................................... 5 3.1.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F1 ................................................................................................................... 5 3.1.2. OBJET DES RECONSTITUTIONS DU SINISTRE F1 ....................................................................................... 5 3.1.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES........................................................................... 5 3.1.4. RECONSTITUTIONS DU SINISTRE AVEC FDS ET CFAST ............................................................................ 8 3.1.5. RECONSTITUTION DU SINISTRE AVEC SCHEMA-SI .................................................................................. 20 3.1.6. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F1 ................................................................... 32

3.2. SINISTRE F3 (ENTREPÔT) ................................................................................................................... 33 3.2.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F3 ................................................................................................................. 33 3.2.2. OBJET DE LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F3 .................................................................................... 33 3.2.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES......................................................................... 33 3.2.4. RECONSTITUTION DU SINISTRE – PARTIE INCENDIE ............................................................................... 40 3.2.5. RECONSTITUTION DU SINISTRE – PARTIE STRUCTURE .......................................................................... 45 3.2.6. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F3 ................................................................... 51

3.3. SINISTRE F4 (BÂTIMENT D’HABITATION) .......................................................................................... 52 3.3.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F4 ................................................................................................................. 52 3.3.2. OBJET DE LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F4 .................................................................................... 52 3.3.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES......................................................................... 52 3.3.4. DÉFINITION DES TERMES SOURCES POUR LES SIMULATIONS ............................................................. 54 3.3.5. RECONSTITUTION DU SINISTRE .................................................................................................................. 56 3.3.6. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F4 ................................................................... 60

3.4. SINISTRE F7 (GYMNASE) ..................................................................................................................... 61 3.4.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F7 ................................................................................................................. 61 3.4.2. OBJET DE LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F7 .................................................................................... 61 3.4.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES......................................................................... 61 3.4.4. SIMULATIONS PRÉALABLES DE L’ÉCHANTILLON DE MOUSSE PRÉLEVÉ ........................................... 63 3.4.5. RECONSTITUTION DU SINISTRE .................................................................................................................. 64 3.4.6. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F7 ................................................................... 69

3.5. SINISTRE F25 (ENTREPÔT) ................................................................................................................. 70 3.5.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F25 ............................................................................................................... 70 3.5.2. OBJET DE LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F25 .................................................................................. 70 3.5.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES......................................................................... 70 3.5.4. RECONSTITUTION DU SINISTRE .................................................................................................................. 78 3.5.5. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F25 ................................................................. 96

3.6. SINISTRE F29 (PARC DE STATIONNEMENT SOUTERRAIN) ............................................................ 97 3.6.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F29 ............................................................................................................... 97 3.6.2. OBJET DE LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F29 .................................................................................. 97 3.6.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES......................................................................... 97 3.6.4. RECONSTITUTION DU SINISTRE ................................................................................................................ 102 3.6.5. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F29 ............................................................... 117

3.7. SINISTRE F33 (USINE AGRO-ALIMENTAIRE) ................................................................................... 119 3.7.1. PRÉSENTATION DU SINISTRE F33 ............................................................................................................. 119 3.7.2. OBJET DE LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F33 ................................................................................ 119 3.7.3. LES DONNÉES D’ENTRÉES RECUEILLIES ET UTILISÉES....................................................................... 119 3.7.4. RECONSTITUTION DU SINISTRE ................................................................................................................ 130 3.7.5. CONCLUSION POUR LA RECONSTITUTION DU SINISTRE F33 ............................................................... 155

4 CONFRONTATION DES MODÈLES NUMÉRIQUES À DES FEUX EXPÉRIMENTAUX .......... 157

4.1. PRÉSENTATION DE L’ÉTUDE ............................................................................................................ 157 4.2. PARTIE EXPÉRIMENTALE ................................................................................................................. 158

4.2.1. CADRE EXPÉRIMENTAL .............................................................................................................................. 158 4.2.2. ESSAIS TYPE "CHAMBRE D'HÔTEL", FEUX A .......................................................................................... 159 4.2.3. ESSAIS TYPE "FEU D’APPARTEMENT", FEUX B...................................................................................... 166

4.3. PARTIE NUMÉRIQUE .......................................................................................................................... 171 4.3.1. CADRE NUMÉRIQUE .................................................................................................................................... 171 4.3.2. CHOIX DE MODÉLISATION .......................................................................................................................... 171 4.3.3. RÉSULTATS POUR LE FEU A ...................................................................................................................... 172 4.3.4. RÉSULTATS POUR LE FEU B ...................................................................................................................... 177

4.4. CONCLUSIONS ................................................................................................................................... 181

5 CONCLUSIONS ........................................................................................................................... 183

6 RÉFÉRENCES ............................................................................................................................. 186

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1 INTRODUCTION

Ce rapport fait la synthèse des travaux effectués dans le cadre de l’action 6 du PNISI. Il s’agit entre autre de sélectionner et d’ordonner les informations et données produites par ces travaux afin de dégager la valeur ajoutée en termes de connaissances concernant la confrontation de la démarche ISI à des sinistres. Tout en faisant part des différentes démarches adoptées pour les reconstitutions effectuées, ce rapport recense au travers de celles-ci les paramètres, informations et données nécessaires pour les outils de simulation afin obtenir des résultats cohérents. Il rend également compte du travail de confrontation entre modèles numériques et expérimentation effectué dans le cadre de feux expérimentaux réalisés dans un immeuble à Arcueil.

2 OBJET DES RECONSTITUTIONS DE SINISTRES

Bien que la démarche ISI ne vise pas le même objectif qu’une démarche de reconstitution de sinistre (dans le premier cas ce sont des calculs prédictifs sans référence précise, avec l’emploi de scénarios d’incendie majorants, alors que dans le deuxième cas on cherche à déterminer un scénario probable à partir de constatations faites sur le sinistre), la confrontation de la démarche ISI avec des incendies de bâtiments ou d’ouvrages ayant eu réellement lieu est utile afin de s’assurer que cette démarche associée à un scénario d'incendie pertinent est de nature à prédire les conséquences possibles d’un incendie. Il s’agit aussi de montrer qu'une telle démarche, dans le cadre d'utilisation de modèles de simulation, permet la compréhension des phénomènes liés à l’incendie ainsi que l'incidence de certains facteurs sur le niveau de sécurité incendie. Afin d'appréhender dans de bonnes conditions ces reconstitutions à l’aide des outils de l’ISI, il est nécessaire de recueillir un certain nombre de données, tels que :

- les plans de l’ouvrage ; - les témoignages de tous les « sachants » : témoins, services de secours, gendarmerie,

police ; - les photos du bâtiment avant, pendant et après le sinistre ; - l’activité du bâtiment ; - le contenu des locaux sinistrés ; - les conditions climatiques durant l’incendie (vent, pluie, neige) ; - le lieu du foyer initial ; - l’heure et le mode de détection (ainsi que l’état de l’incendie au moment de la détection) ; - les éléments concernant l’intervention des sapeurs-pompiers (heure d’appel, heure d’arrivée,

état de l’incendie à leur arrivée, action des sapeurs-pompiers, heure de feu circonscrit, maîtrisé puis éteint) ;

- la propagation du feu (dans les locaux ou à d’autres bâtiments) ; - la protection active, le cas échéant ; - les conséquences humaines (si victime, analyse du taux de CO dans le sang) ; - les dommages constatés.

C’est en recueillant un maximum d’information et de données qu’il sera possible d’obtenir une reconstitution la plus réaliste possible, moyennant la validité des modèles utilisés. En ce qui concerne l’application de la méthodologie développée dans l'action A01 à la démarche de reconstitution de sinistres, elle s’effectue, dans la mesure du possible, à travers les étapes suivantes :

- Identification et sélection des scénarios : Pour chaque sinistre sélectionné, en fonction des informations recueillies, il est possible de déterminer le ou les scénarios qui ont pu conduire aux conséquences constatées.

- Quantification des scénarios : Cette quantification est effectuée pour les scénarios considérés

comme les plus réalistes et avec des outils adapté aux phénomènes à évaluer (type code à champs ou code à zone, pour le développement et la propagation de l'incendie, éléments finis en ce qui concerne le comportement des structures…). Il s’agit de vérifier, pour chaque sinistre sélectionné, que les conséquences calculées sont comparables à celles observées.

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- Solution(s) apportée(s) par la démarche ISI : Cette étape vise à partir des cas étudiés, à

évaluer et chercher les conditions dans lesquelles les conséquences auraient pu être évitées ou réduites selon les mesures de prévention et de protection complémentaires qui auraient pu être mise en œuvre. Il est aussi éventuellement possible de déterminer les conditions dans lesquelles les conséquences auraient pu être aggravées dans l’hypothèse d’une situation qui aurait pu survenir lors du sinistre.

Les reconstitutions des sinistres retenus sont détaillées dans les chapitres suivants.

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3 LES RECONSTITUTIONS DE SINISTRE

3.1. SINISTRE F1 (FOYER-LOGEMENT)

3.1.1. Présentation du sinistre F1

Dans la matinée du 12 mars 2007 vers 7h45, un incendie est signalé dans un Foyer-logement. Il s’ensuit l’intervention de la BSPP. Il s’avèrera que l’occupant d’un des logements du second étage du bâtiment se soit suicidé après avoir volontairement mis le feu dans son appartement et avoir laissé la porte donnant sur le couloir ouverte en le quittant. Une autre personne fut gravement intoxiquée par les fumées en ouvrant la porte de son appartement pour le quitter ou par curiosité. Cette personne est décédée. Les dommages suite à l’incendie sont principalement localisés au niveau du second étage. Le local d’origine du feu a été principalement touché par le feu lui-même et les effets thermiques de l’incendie, alors que les parties communes ainsi que l’appartement de la victime par intoxication grave ont été touché par les fumées dégagées par l’incendie.

3.1.2. Objet des reconstitutions du sinistre F1

La reconstitution a ici pour but de :

- retrouver les températures par rapport aux éléments à disposition (témoignage des SP, bris de vitres, objets fondus…),

- retrouver la hauteur de stratification,

- observer l’évolution de la propagation des fumées,

- évaluer l’influence de certains paramètres ou évènements ayant une part d‘incertitude dont les

conditions climatiques,

- expliquer les conditions de décès de la victime. L’étude de ce sinistre a également donné lieu à une comparaison des résultats obtenus entre un modèle de champ et un modèle de zone.

3.1.3. Les données d’entrées recueillies et utilisées

3.1.3.1. Description des lieux

Les parties communes au rez-de-chaussée comprennent un hall, une salle de restauration, une salle d’activités et un bureau. On dénombre 14 appartements par étage. Par ailleurs, ce bâtiment est isolé des tiers et chacune de ses façades est accessible aux engins par l’extérieur. L’emprise au sol du bâtiment est de 600 m² (25 m x 24 m). L’incendie s’est déclaré au second étage du bâtiment, dans la pièce principale d’un appartement (Studio 1 sur la Figure 1). La hauteur sous plafond est de 2.5 m. Les fumées se sont propagées au couloir grâce à la porte de l’appartement d'origine de l'incendie laissée ouverte. Un dégagement de fumée vers l’extérieur s’est produit à travers les portes-fenêtres de l’appartement sinistré et de l’appartement de la victime. Enfin, des fenêtres à double battant sont également présentes dans le couloir. Les portes de cet étage ont des dimensions standard de 90 cm x 205 cm, pour les portes-fenêtres elles sont de 160 cm x 208 cm et pour les fenêtres 120 cm x 110 cm. La Figure 1 indique également le studio n°2 dont l’occupant est décédé et la cage d’escalier empruntée par les sapeurs-pompiers lors de leur intervention.

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Figure 1 : Plan partiel du 2nd étage

3.1.3.2. Origine et déroulement du sinistre

L’appel vers les SP s’est produit aux alentours de 7h54 et leur arrivée sur le sinistre est à 8h 03. A 8h05, le chef d’agrès effectue un premier diagnostic : dégagement de fumée noire (pas de flammes visibles) de deux appartements situés sur deux façades du deuxième étage (studios 1 et 2), et absence de dégagement de fumée sur la façade de la circulation horizontale commune. Durant les 10 minutes suivantes :

- Une équipe pénètre dans le studio n°2 par le balcon. La fenêtre et la porte du studio sont ouvertes. Elle évacue une personne par l’échelle. Celle-ci est sérieusement intoxiquée. Elle est évacuée et transportée à l’hôpital. Elle décédera.

- Une équipe pénètre dans l’immeuble en empruntant la cage d’escalier libre de fumée. Elle dispose d’une lance Q2, assurant un débit de 250 l/mn. Un pompier monte au 6ème étage et actionne la commande manuelle de l’exutoire (absence de renvoie de commande au rez-de-chaussée). Dans le même temps la porte d’accès à l’immeuble est ouverte et maintenue ouverte afin d’assurer la ventilation de la cage (désenfumage naturel). Au deuxième étage, la porte d’accès à la circulation horizontale commune (CHC) est fermée. La fumée emplit totalement le volume de la CHC. La visibilité est nulle sur toute la hauteur du couloir. A l’aide du plan de l’étage, les pompiers, équipés d’appareils respiratoires isolants (ARI), avancent sans aucune visibilité jusqu’au studio n°1. Ils font usage de leur lance. La porte du studio n°1 est ouverte. Les conditions sont restées supportables pendant la durée de l’intervention à l’étage sinistré. Pendant la durée de lutte, la porte donnant sur la cage d’escalier est restée entrouverte, le tuyau de la lance empêchant sa fermeture.

Le feu est éteint vers 8h30 soit 20 à 25 minutes après le début de l’opération.

3.1.3.3. Dégradations observées sur site

Les dégâts causés par l’incendie sont des éléments précieux pour estimer les caractéristiques du feu. Les constatations suivantes ont été faites :

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- Le noircissement de la façade surplombant l’appartement sinistré (Photo 1). - Bris de glace sur la fenêtre de la voix de circulation la plus proche de l’appartement sinistré

(Photo 2). - La déformation du radiateur (Photo 3) et l’état d’un interrupteur (Photo 4) présent dans le local

d’origine. - Dans le couloir de la partie commune, la stratification de la fumée sur les murs est située à 1m

du sol à proximité de la porte de l’appartement sinistré. Cette stratification n’est plus à première vue très visible lorsqu’on s’éloigne de l’appartement sinistré vers le hall. Dans le hall du second étage, la totalité des parois est noire. Cela n’implique pas nécessairement une absence de stratification. Selon l’expérience du LCPP, la trace de la stratification par le dépôt des fumées noires sur la partie supérieure du mur a été atténuée par la condensation de l’eau provenant des arrosages des services de secours.

- Du noir de fumée recouvrait la partie haute (> 1,50m) des parois verticales de l’appartement de la victime. Le dépôt de noir de fumée n’était pas visible au plafond.

- Les objets présents sur le balcon du 3ème étage étaient dégradés. Un bac en plastique d’une jardinière suspendu au balcon avait partiellement fondu. Un second bac posé au sol dans le coin avait également partiellement fondu. Le volet extérieur roulant en plastique était intact (nous avons pu le manœuvrer de l’intérieur). D’autres bacs en plastiques situés en retrait du bord du balcon étaient intacts. L’intérieur du logement était intact.

- Les autres étages n’ont pas été remplis de fumée. - Le globe de verre de l’éclairage de la circulation proche de l’appartement sinistré était en

place. - La goulotte au plafond proche de l’appartement sinistré est fondue sur quelques mètres (1 à 2

m). - Les fauteuils des parties communes, proches du lieu de défenestration, étaient intacts. - L’’intérieur des autres appartements visités du 2ème étage n’ont subit aucun dégâts. - Une grande partie des portes des appartements ont été forcées par les services de secours

lors de leur mission de sauvetage. - Les portes des appartements du sinistre et de la victime sont ouvertes ainsi que les portes-

fenêtres des balcons.

Photo 1 : Dommages en façade Photo 2 : Fenêtre dans la voie de circulation

jouxtant l’appartement sinistré

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Photo 3 : Radiateur dans la chambre sinistrée

Photo 4 : Interrupteur dans la même pièce

3.1.3.4. Type et quantité de combustible

Les informations sur le contenu combustible de la chambre d'origine du feu sont fragmentaires (absence de chambre type, pas de photo avant le sinistre). L’élément de mise à feu n’est pas déterminé mais supposé classique, par allumette sur matelas ou papier, ou vêtements. D’autre part, les constatations après sinistre indiquent que seule une partie des éléments présents ont brûlés, le lit représentant l’élément le plus important. Dans ces conditions, seul un foyer (dont le lit constitue la partie principale) est considéré dans la pièce d'origine de l'incendie.

3.1.4. Reconstitutions du sinistre avec FDS et CFAST

La première partie de la reconstitution de ce sinistre concerne la comparaison des résultats obtenus entre le modèle de champ FDS [1] et le modèle de zone CFAST [2].

3.1.4.1. Scénarios d’incendie d’étude

Plusieurs évènements ont eu une influence majeure sur le scénario d’incendie.

- Après avoir mis le feu dans sa chambre, la personne suicidaire l’a quittée en laissant la porte ouverte ce qui a permis la propagation des fumées au couloir. Ce fait est avéré.

- L’ouverture de sa porte d’appartement par la victime a conduit à son intoxication puis à son

décès. L’instant de cet événement n’est pas connu avec précision, on sait seulement que lors de l’alerte des sapeurs pompiers cette porte était déjà ouverte (les sapeurs pompiers ont reçus deux appels à 7h54 et 7h55 pour deux feux qui correspondent à chacune des façades d’où de la fumée sortait). Il semble donc raisonnable de penser que la victime ait ouvert sa porte peu de temps (quelques minutes) après que le dégagement de fumées soit à son intensité maximale.

- D’après les sapeurs pompiers, les portes ainsi que les portes-fenêtres des deux appartements

sont ouvertes.

- La fenêtre par laquelle s’est défenestré l’incendiaire est restée ouverte tout au long du sinistre. A priori, un seul battant était ouvert mais une incertitude subsiste.

- L’absence de dégagement de fumée par cette fenêtre laisse supposer soit que la disposition

des lieux est favorable à cette situation soit qu’il y avait du vent, sa direction exacte et son intensité ne sont en revanche pas connues.

- Dans la voie de circulation jouxtant l’appartement sinistré, le bris de vitre a pu conduire à une

modification des conditions d’alimentation en air du foyer et de l’évacuation des fumées.

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Ces éléments ont amené à considérer les scénarios suivants :

Scénario 1 (de

référence)

Pour ce scénario, la victime est supposée ouvrir sa porte après que le débit calorifique ait atteint son maximum. Un seul battant est considéré comme ouvert pour la fenêtre du suicide. Il est difficile d’estimer les conditions climatiques sans plus d’information, un vent nul est donc pris. Ce choix (arbitraire) est étudié en

premier car lors d’une étude ISI les conditions climatiques ne seront pas non plus connues et nombre de scénarios risquent de se baser sur cette hypothèse.

Scénario 2

Il est basé sur le scénario de référence mais les conditions météorologiques correspondent un vent faible de 5 km/h impactant la façade du lieu du suicide.

Scénario 3

Tout comme le scénario 2, un vent souffle sur la façade du lieu du suicide mais avec une intensité de 10 km/h.

Scénario 4

Ce second scénario se distingue du premier par l’ouverture des deux battants de la fenêtre du suicide afin d’évaluer l’influence de cette ouverture sur le dégagement

des fumées. La victime ouvre sa porte et 200 s plus tard un bris de vitre a lieu dans le couloir jouxtant l’appartement sinistré.

Tableau 1 : Scénarios simulés

Les informations recueillis sur ce sinistre ont montré que seule une partie des éléments a brûlé dans la chambre de départ. Le lit (1.90 m x 1.20 m x 0.30 m) constituant la principale charge incendie, la charge calorifique représentée par les objets annexes ayant participés à l’incendie est donc intégrée dans le lit. C’est de cette surface que sont émis les gaz combustibles. La courbe de dégagement de chaleur s’appuie elle sur une reconstitution d’un incendie qui a eu lieu dans une chambre d’hôpital psychiatrique [3]. Ce cas a été jugé suffisamment semblable à celui du local d'origine du sinistre tant en terme de dimension de local qu’au niveau des objets présents. C’est le SP Swedish National Testing and Research Institute qui a étudié ce cas. Ils ont effectué une reconstitution de la chambre avec un lit et des fournitures annexes (Figure 2), la courbe de débit de pyrolyse mesurée est disponible dans l’article. Elle est utilisée pour cette simulation et approximée suivant la Figure 3. Au bout de 1200 s (20 min) environ 1900 MJ ont été libérés soit l’équivalent de la combustion de 120 kg de bois.

Figure 2 : Reconstitution de Växjö

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0

500

1000

1500

2000

2500

0 100 200 300 400 500 600t (s)

HR

R (

kW

)

Figure 3 : Courbe HRR modélisée

L’intensité maximale est atteinte à t = 500 s. L’ouverture de sa porte par la victime est déclenchée 300 s plus tard. Ce délai permet d’obtenir des champs moyens non bruités (lors des simulations, l’écoulement atteint rapidement un état stationnaire après 500 s). De la même manière, l’ouverture de la porte induit un régime transitoire relativement court, la prolongation de la simulation jusqu’à t = 1000 s est suffisant pour obtenir des champs moyens. Pour les scénarios 1 à 3, la durée de simulation est donc de 1000 s (~17 minutes). Pour le scénario 4, la durée de simulation est augmentée de 200 s avec l’occurrence à t = 1000 s du bris de vitre.

3.1.4.2. Domaine et paramètres de la modélisation avec FDS

La géométrie du bâtiment (cf. Figure 4) reprend les informations données par la Figure 1 avec quelques simplifications :

- le pas est de 10 cm pour les mailles internes au bâtiment, certaines mesures sont arrondies pour se conformer à ce maillage ;

- seules les parties affectées par l’incendie (couloir, chambre du sinistre et de la victime) sont modélisées ;

- les interstices tels que les bouches de ventilation ou défaut d’étanchéité des portes ne sont pas pris en compte ;

- les cloisons internes délimitant la salle de bain des chambres sont représentées par des parois d’épaisseur 1 maille, les portes de salle de bain sont considérées comme fermées ;

- dans l’entrée de chaque appartement, le coin cuisine et un placard sont modélisés par des solides ;

- les portes fenêtres donnent sur le balcon. La séparation verticale avec l’appartement voisin sur le balcon a pour hauteur 2 m.

Figure 4 : Domaine et foyer d’origine (FDS)

Lit

Placard Coin cuisine

Chambre victime

Chambre sinistre

Couloir victime Couloir sinistre

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D’autre part, l’extérieur du bâtiment est modélisé pour pouvoir générer les conditions de vent. Les abords immédiats utilisent un pas de maille de 20 cm sur les deux premiers mètres puis de 1 m au-delà. La température en dehors de la chambre de départ n’est pas montée très haut, elle était supportable dans le couloir d’après les SP et on peut supposer qu’il y a eu peu ou pas d’échange de chaleur avec les murs. Ainsi en dehors du foyer d’origine, les cloisons et les murs sont considérées comme des solides inertes. Dans la chambre d'origine de l'incendie, les cloisons internes sont modélisées par du Placoplatre (épaisseur : 10 cm) et les murs extérieurs par du béton (épaisseur : 15 cm) tous deux avec leurs propriétés thermiques constante à la valeur à température ambiante : la durée de l’incendie est supposée faible par rapport à l’inertie thermique des murs et des cloisons. Les phénomènes radiatifs ne sont pas pris en compte dans les simulations :

- dans la pièce de départ, ils contribuent principalement à l’évolution du HRR (par réchauffement des matériaux inflammables). En imposant la courbe HRR, ce phénomène n’a plus à être pris en compte ;

- au dehors de l’appartement sinistré, les effets convectifs et turbulents sont prépondérants devant les effets radiatifs (la température des gaz y est faible).

3.1.4.3. Résultats du scénario 1

Enfumage La visualisation de la circulation des fumées simulées avec FDS (Figure 5) montre un dégagement relativement important de fumée à travers la porte fenêtre de la chambre sinistrée suivi par un dégagement de fumée de la fenêtre située dans le couloir victime et ce tout au long du scénario. Ce point n’a pas été relevé par les sapeurs pompiers durant l’intervention. Au moment de l’ouverture de la porte de la chambre de la victime (800 s), nous observons une propagation rapide des fumées dans l’appartement et un dégagement de la fumée par la porte fenêtre. Ce point a été signalé par les témoins du sinistre.

Figure 5 : Propagation des fumées avant (à gauche) et après l’ouverture de la porte (à droite) (Modélisation par FDS)

Le même comportement est obtenu avec CFAST, comme on peut le voir sur la Figure 6 qui donne le profil de la température à différents endroits du deuxième étage après l’ouverture de la porte de la chambre de la victime.

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Figure 6 : Propagation des fumées après l’ouverture de la chambre de la victime (CFAST)

Débits massiques aux ouvertures Les débits massiques au niveau de la porte fenêtre de la chambre sinistrée sont représentés par les deux modèles sur la Figure 7. Il y a un écart important entre le modèle de zone et le modèle de champ lors des 400 premières secondes de la simulation. Ce comportement peut être attribué à un temps nécessaire pour l’établissement des deux couches bien identifiées pour le modèle de zone.

Figure 7 : Débits massiques au niveau de la porte fenêtre dans la chambre sinistrée

L’influence de l’ouverture de la porte de la chambre de la victime sur les écoulements dans la chambre sinistrée montre un comportement différent entre le modèle de champ et le modèle de zone. Ainsi, la modélisation avec FDS montre qu’au moment de l’ouverture de la porte de la chambre de la victime, le débit sortant par la porte fenêtre augmente alors que la modélisation avec CFAST indique au contraire une diminution de ce débit.

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Au niveau de la fenêtre du couloir (Figure 8), le débit d’air sortant est supérieur au débit d’air entrant au moment du développement du feu. Le débit entrant augmente légèrement (comme précédemment seulement avec FDS) au moment d’ouverture de la porte de la chambre de la victime, au même instant le débit sortant subit une légère diminution. Il y a un écart entre les débits d’air entrant calculés par CFAST et par FDS alors que pour les débits sortant, les valeurs sont très proches. Une modélisation plus fine du milieu extérieur par FDS pourrait expliquer cette différence.

Figure 8 : Débits massiques au niveau de fenêtre du couloir

A l’ouverture de la porte de la victime, un débit sortant se crée dans la chambre de la victime (0.6 kg/s pour FDS, 0.8 kg/s pour CFAST) ce qui correspond bien à l’important dégagement de fumée observé par les sapeurs pompiers. De même, un flux entrant apparaît par la porte fenêtre. La comparaison entre la modélisation avec FDS et CFAST montre un écart entre le débit entrant et sortant au niveau de la porte fenêtre obtenu par le modèle de champ alors que le débit entrant est égal au débit sortant obtenu par CFAST.

Figure 9 : Débits massiques au niveau de la porte fenêtre de la chambre victime

C’est dans la chambre sinistrée que les débits sont donc les plus importants. En effet, nous observons un débit de 2-2.5 kg/s qui sort par la porte fenêtre de la chambre sinistrée. Un tel résultat est en accord avec la grande quantité de fumée observée au niveau du balcon. Nous avons également constaté un débit de 0.6 kg/s évacuée par la fenêtre de défenestration. Ce point ne fait pas parti des observations relevées lors du sinistre par les sapeurs pompiers. Les conditions climatiques sont une cause probable d’où l’intérêt de tester l’influence du vent.

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Température moyenne des couches chaudes Les températures de la couche chaude diminuent logiquement avec l’éloignement par rapport au foyer (Figure 10). La température de la couche chaude au niveau du couloir de la chambre sinistrée est identique avec les deux logiciels. Le modèle de zone montre une augmentation de la température après l’ouverture de la porte de la victime, cette augmentation est surprenante car elle ne correspond à aucune augmentation du débit calorifique ou du débit massique sortant par la porte de l’appartement sinistré.

Figure 10 : Température de la couche chaude au niveau du couloir

Hauteur libre de fumée La hauteur libre des fumées au niveau du couloir coté chambre sinistrée a été évaluée en fonction du temps. Les observations sur les lieux après le sinistre montrent des marques sur les murs à une hauteur de 1 m dans le couloir du sinistre, cela indique que la hauteur libre dans ce couloir était inférieure ou égale à 1 m. La hauteur de la stratification avec FDS est de 1 m alors que celle de CFAST est de l’ordre de 0.5 m. L’ouverture de la porte entraîne une augmentation de la hauteur libre fumée. Au niveau du couloir vers la chambre de la victime, la hauteur libre de fumée est de 0.5 m avec FDS alors que le couloir est complètement envahi par la fumée avec CFAST. L’ouverture de la porte n’a pas d’effet sur la hauteur libre vers la fenêtre alors qu’elle entraîne une augmentation instantanée de la hauteur libre du coté de la chambre de la victime. Ces données sont contradictoires avec les données observables. Ainsi, Il serait intéressant de tester l’influence du vent sur la stratification.

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Figure 11 : Hauteur libre de fumée dans le couloir


Cette seconde simulation est basée sur le scénario de référence mais les conditions météorologiques correspondent un vent faible de 5 km/h impactant la façade du lieu du suicide. Concernant l’enfumage, on constate les points suivants :

- la couche de fumée avant que la victime n’ouvre sa porte est plus épaisse que dans le cas sans vent,

- le dégagement de fumées par la fenêtre du couloir victime est moins intense que dans le scénario 1 (Figure 12), la différence étant plus prononcée avant l’ouverture de sa porte par la victime,

- une partie de la fumée remonte à contre-courant du vent au niveau du balcon de la chambre sinistrée à cause d’une zone de recirculation, phénomène également constaté sur le sinistre (cf. Figure 13 et Photo 1).

Figure 12 : Fumées en façade, cas sans vent (à gauche) et cas avec vent léger (à droite)

Figure 13 : Propagation des fumées au niveau du balcon de la chambre sinistrée

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L’influence du vent est significative sur la fenêtre du couloir victime qui passe d’un régime plutôt sortant à entrant (Figure 14). La baisse du débit entrant par la porte-fenêtre de la chambre sinistrée (Figure 15) est donc compensée par la fenêtre dans le couloir victime laquelle émet nettement moins de fumées que précédemment. Le vent aboutit donc à une redistribution de certains débits.

Figure 14 : Débits massiques au niveau de la fenêtre dans le couloir


On constate également que les débits de CFAST sont identiques au scénario précédent, ce qui n’est pas réaliste. Dans la chambre de la victime, les débits sont comparables à ceux du scénario 1. La vitesse du vent est peut être encore trop faible pour avoir une réelle influence sur ce débit. Malgré la présence de vent, les niveaux de température et l’évolution de hauteur libre de fumée observés dans le couloir sont identiques au scénario précédent.


Sur ce scénario, l’intensité du vent (10 km/h) est suffisante pour empêcher les fumées de sortir par la fenêtre du couloir victime. La déviation des fumées s’échappant de l’appartement sinistrée est également plus forte.

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De la même manière que dans le scénario 2, la présence de vent n’affecte pas les débits à la porte-fenêtre de la chambre sinistrée pour CFAST, en effet on retrouve les mêmes valeurs que pour le scénario 1 sans vent (Figure 16). Avec FDS, les changements déclenchés par l’apparition du vent dans le scénario 2 s’amplifient dans ce scénario avec un vent de 10 km/h. Le débit sortant par la porte-fenêtre augmente alors que celui entrant par la porte-fenêtre diminue.


Au niveau de la fenêtre du couloir victime (Figure 17), le débit entrant devient nul, aucune fumée ne s’échappe tout au long de la simulation. De plus, l’ouverture de sa porte par la victime ne semble pas avoir d’influence. La simulation avec CFAST produit des résultats opposés, avec un débit sortant non nul et plus important que le débit entrant. Ce scénario met en lumière des écarts importants entre CFAST et FDS, non seulement pour les valeurs mais aussi pour les évolutions dans le temps des débits.

Figure 17 : Débits massiques au niveau de la fenêtre dans le couloir

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Les températures de la couche chaude dans tout le bâtiment sont presque identiques à celles des deux scénarios précédents. Dans le couloir, les hauteurs libres sont plus élevées que dans les scénarios précédents (Figure 18). Dans celui de la victime, les hauteurs libres varient beaucoup, cela peut indiquer que les fumées ne sont pas stratifiées dans ce couloir, ce qui correspondrait avec les observations réalisées sur le terrain. Les hauteurs libres de CFAST sont encore une fois très inférieures à celles du modèle de champ. Le vent plus fort conduit cependant à une diminution de la couche de fumée dans les circulations qui est incompatible avec l’intoxication de la victime.

Figure 18 : Hauteur libre de fumée dans le couloir


Ce scénario aboutit aux mêmes phénomènes et constatations que pour le scénario 1 mis à part un dégagement de fumées à travers le morceau de vitre brisée. Les débits dans la chambre sinistrée sont semblables à ceux du scénario 1 malgré le fait que les deux battants soient ouverts. Le bris de vitre dans le couloir du sinistre (à t = 1000 s) ne modifie pas les écoulements à la porte-fenêtre. Les débits à la porte-fenêtre de la chambre de la victime diminue après le bris de vitre (à t = 1000 s), les débits donnés par CFAST sont alors pour la première fois différents et se rapprochent (pour le débit sortant) des résultats de FDS (Figure 19).

Figure 19 : Débits à la porte-fenêtre de la chambre de la victime

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Le bris de vitre à t= 1000 s, provoque logiquement une diminution du débit sortant au niveau de la fenêtre dans le couloir de la victime et une augmentation du débit entrant (Figure 20). Ces variations sont observables sur les résultats des deux logiciels mais les valeurs sont très différentes entre le modèle de zone et le modèle de champ. On constate également que le débit de fumée sortant est plus important que dans le scénario 1, favorisant l’hypothèse du scénario de référence avec un seul battant ouvert.

Figure 20 : Débits à la fenêtre du couloir de la victime

Les températures de la couche chaude dans la chambre du sinistre sont identiques à celles des scénarios précédents, le bris de vitre n’a pas d’influence. Celles dans le couloir sont semblables à celles des scénarios précédents jusqu’au bris de vitre à t= 1000 s. Après cet évènement, nous observons une baisse des températures avec FDS alors que ces mêmes températures continuent leur augmentation débutée après l’ouverture de la porte de la victime avec CFAST (Figure 21).

Figure 21 : Température de la couche chaude dans le couloir

3.1.4.7. Conclusions de la reconstitution avec FDS/CFAST

Cet incendie, bien que d’une durée restreinte, a eu des conséquences dramatiques avec le décès par intoxication d’une résidente. La propagation des fumées a joué un rôle déterminant, les effets thermiques étant limités au foyer d’origine. Les quatre simulations conduites pour déterminer le scénario incendie le plus probable ont mis en évidence l’importance du rôle joué par le vent. A ce titre, le cas sans vent (scénario 1) aboutit à un débit de fumée très important à travers la fenêtre dans le couloir victime. Ce phénomène n’a pas été mentionné par les sapeurs pompiers. C’est le scénario 2 avec un léger vent de 5 km/h qui semble le plus plausible avec un dégagement de fumées restreint au niveau de la fenêtre dans le couloir de la victime. Ce vent a d’ailleurs eu pour conséquence une destratification de la fumée dans ce couloir. Dans la réalité, l’intensité du vent était probablement sensiblement supérieure à 5 km/h en moyenne.

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Dans le cas avec un vent intense de 10 km/h (scénario 3), aucune fumée ne s’en échappe mais les conditions en termes de visibilité ne sont pas assez dégradées pour expliquer l’intoxication de la victime. L’étude du scénario 4 montre également que l’ouverture des deux battants de la fenêtre dans le couloir de la victime favorise le dégagement de fumées vers l’extérieur, cette hypothèse est donc peu probable. Quant-à lui, le bris de vitre relevé dans la circulation jouxtant l’appartement sinistré ne modifie pas de façon notable l’écoulement lors des simulations, cet événement n’a donc pas une forte influence sur le scénario incendie. D’autre part, les niveaux de température ainsi que la hauteur de stratification obtenus lors des simulations sont en accord avec les observations après sinistre. La comparaison du modèle de zone et du modèle de champ dans le cas du sinistre de Champigny permet de mettre en valeur certaines limites de CFAST. Tout d’abord, nous constatons que les résultats de CFAST pendant la phase de croissance du feu sont très éloignés des résultats de FDS, cette différence vient probablement du temps nécessaire à la mise en place des deux zones dans le bâtiment. Les valeurs de débit, de température et de hauteur libre sont assez proches des résultats du modèle de champ pour le scénario 1, les légères différences peuvent s’expliquer par le fait que le rayonnement est négligé dans les simulations avec FDS. Cependant l’apparition du vent dans les scénarios 2 et 3 entraîne des différences importantes entre les deux modèles. Les valeurs de CFAST étant étonnement semblables à celles du scénario sans vent. Cette différence vient peut être du fait que le vent n’a pas été modélisé de la même manière avec les deux logiciels. Avec le modèle de zone, le vent est modélisé uniquement à la fenêtre du couloir alors qu’avec FDS il est représenté à l’extérieur du bâtiment par une grande surface soufflant de l’air à la vitesse spécifiée. La représentation de FDS entraîne un vent tangent à la porte-fenêtre du sinistre, ce vent peut alors provoquer un phénomène d’aspiration au niveau de cette ouverture. De plus, les simulations de CFAST sont basées sur un grand nombre de compartiments reliés entre eux par des ouvertures sur des pans entiers de murs (allège=sol et linteau=plafond) afin d’obtenir une géométrie identique à celle utilisée avec FDS. Ceci peut fausser les résultats de CFAST car ce logiciel utilise des équations de Bernoulli qui ne sont pas prévues pour cette utilisation.

3.1.5. Reconstitution du sinistre avec SCHEMA-SI

La deuxième partie de cette reconstitution concerne l’utilisation d’une approche stochastique hybride.

3.1.5.1. Outil utilisé

L’outil de simulation utilisé est SCHEMA-SI : Stochastic Computation and Hybrid Event Modelling Approach - Sécurité Incendie, en cours de développement au CSTB. Il repose sur l'« hybridation » de deux approches :

- Modélisation et calcul des grandeurs physiques qui évoluent de façon continue au cours du temps avec le feu, telles que la température des gaz chauds, la température dans les parois, la hauteur libre de fumée... Ces grandeurs sont issues de l'intégration d’un système d'équations défini sur la base d’un modèle de représentation à 2 zones gazeuses ;

- Modélisation de la réalisation d'événements ponctuels. Par exemple le déclenchement d'un

détecteur ou encore l'ouverture d'une porte, sont des événements ponctuels. La réalisation de ces événements s’accompagne de modifications discrètes du système d’équations mentionné précédemment.

Ainsi, SCHEMA-SI permet de modéliser les interactions mutuelles entre les phénomènes continus (par exemple, l’évolution du feu) et les phénomènes discrets (par exemple, l’ouverture d’une porte). Cette hybridation est permise par un formalisme de réseau de Petri. Des processus aléatoires sont introduits pour pallier certaines incertitudes sur les données et pour mieux décrire la variabilité des situations possibles. Les résultats fournis par l’outil sont ainsi basés sur la simulation d’un grand nombre d’histoires par méthode de Monte Carlo. L’objectif d’application principal de l’outil vise à quantifier un « niveau de sécurité » propre à l’établissement étudié et ses équipements. La présente étude constitue la première application de l’outil dans le cadre d’une reconstitution de sinistre.

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3.1.5.2. Hypothèses/Mise en données du problème

Cette analyse exploite les données disponibles du sinistre. Celles pour lesquelles une incertitude subsiste, elle propose différents choix. Les paragraphes suivants détaillent l’approche utilisée. Description de l’activité du foyer La description de l’activité du feu a un impact direct sur les résultats. Pour pallier aux fortes incertitudes sur l’évolution temporelle du débit calorifique inhérentes à une analyse a posteriori et partielle des dégâts après sinistre, nous avons décidé de conserver pour ce paramètre une plage de variation importante, l’un des buts de la présente étude étant de voir si l’approche de simulation utilisée ici peut permettre de réduire ces incertitudes. On sait que le lit et la literie ont brûlé, ce qui correspond à une puissance d’au moins 1 à 2 MW. Par ailleurs, dans une situation de feu généralisé contrôlé par la ventilation du studio, les dimensions de la porte fenêtre autorisent une puissance de feu de 5 à 7 MW. La puissance maximale du feu est donc choisie dans un intervalle de valeurs compris entre 1 et 7 MW. Enfin, la cinétique de développement du feu, la durée de la phase correspondant à l’activité maximale du feu et la phase de décroissance sont décrit par des plages de variations qui nous sont apparus comme réalistes et permettant a priori d’encadrer celles du feu réel. La Figure 22 ci-dessous reproduit la plage (en gris sur le graphique) dans laquelle s’inscrit l’ensemble des histoires du développement du feu retenues pour l’analyse.

Figure 22 : Plage de variation des différentes histoires du développement du feu considérées pour l’analyse

Représentation des ouvrants Les deux studios communiquent avec la circulation par des portes et avec l’extérieur par des portes fenêtres. La circulation communique avec l’extérieur par des fenêtres. L’état des ouvrants au début du sinistre et leur évolution au cours du temps conditionne les conséquences observées : l’ouverture de la porte du studio n°1 entraine la propagation de la fumée depuis le local sinistré vers la circulation, le bris d’une fenêtre rendra l’incendie visible depuis l’extérieur du bâtiment, modifiera les conditions de ventilation du foyer, etc. On considère dans la simulation que les différents ouvrants peuvent se trouver dans trois états différents :

- fermé - demi-ouvert - complètement ouvert

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L’état d’un ouvrant peut changer au cours de la simulation, soit parce qu’une personne le manipule, soit parce qu’il se ruine du fait de la chaleur dégagée par l’incendie. Les informations disponibles sur le sinistre permettent de formuler les hypothèses suivantes :

- on considère que seuls les vitrages (fenêtres et portes-fenêtres) peuvent se ruiner au cours du sinistre. La modélisation du comportement au feu d’un vitrage donné est un sujet difficile et reste à l’heure actuelle un sujet de recherche active. On a fait le choix ici d’un critère de bris simple correspondant à l’atteinte d’une température de couche de fumée au contact du vitrage égale à 400°C. Le bris d’un vitrage fermé ou demi-ouvert le fait passer dans l’état complètement ouvert ;

- la porte du studio n°1 est initialement fermée ; - on sait que la porte fenêtre du studio n°1 a été détruite au cours de l’incendie. En revanche,

on ne dispose d’aucune information sur son état initial. Aussi, on considère dans la simulation qu’elle a autant de chances d’être dans l’un des trois états précités au début du feu ;

- la porte du studio n°2 est initialement fermée ; - on sait que la porte-fenêtre du studio n°2 était ouverte à l’arrivée des secours. On peut

également faire l’hypothèse que l’occupant du studio n°2 n’a pas modifié l’état de cet ouvrant au cours du sinistre puisqu’il a été retrouvé inconscient sur le pas de sa porte. Aussi, on considère dans la simulation que la porte fenêtre du studio n°2 peut être soit complètement ouverte, soit demi-ouverte au début du feu ;

- on considère que la fenêtre de la circulation utilisée par l’occupant du studio n°1 pour se défenestrer est fermée en début de feu ;

- enfin, nous avons fait le choix pour simplifier l’analyse de considérer que les autres fenêtres de la circulation restent fermées et ne se ruinent pas pendant toute la durée de l’incendie.

Comportement du passant ayant donné l’alerte L’alerte des secours a été faite par un appel téléphonique venant d’une personne située à l’extérieur du bâtiment. Le fait que cette personne ait indiqué une adresse erronée (rue du monument et non rue du Beau site) peut laisser penser qu’elle se situait effectivement rue du monument et donc qu’elle voyait la fumée s’échapper du studio n°2 au moment de l’appel. Dans le cadre du présent exercice, nous n’avons pas eu accès au témoignage de cette personne qui aurait permis de confirmer cette hypothèse. Aussi, nous ne l’avons pas retenue. On considère dans la simulation qu’une condition nécessaire à l’appel est qu’il existe un panache de fumée sortant du bâtiment, quelque soit la fenêtre. Pour ce faire, un test sur les débits calculés à chaque ouvrant est réalisé à chaque pas de temps de la simulation. A partir de l’instant où un panache de fumée extérieur existe, on tire aléatoirement selon une loi uniforme entre 30 secondes et 10 minutes le délai avant que le passant donne l’alerte. Intervention des secours On représente simplement l’intervention des secours par des délais entre les différentes phases conformément aux informations reportées dans le fil de l’eau. Ainsi, après l’alerte, 10 minutes sont nécessaires à l’arrivée des secours sur le site. Une fois les secours arrivés, un binôme d’attaque équipé d’une lance pénètre dans le bâtiment. 10 minutes sont encore nécessaires après l’arrivée des secours pour débuter la phase de lutte contre le feu directement à l’intérieur du studio n°1. Le modèle dans l’état actuel de son développement ne permet pas de prendre en compte l’effet de l’aspersion sur l’activité du feu. Aussi, dans l’analyse, ce dernier évènement (« début de la lutte », que nous appelons également dans la suite « extinction ») provoque l’arrêt de l’histoire. On notera qu’une condition nécessaire à l’occurrence de cet évènement est que le feu ne soit pas effectivement déjà éteint par épuisement du combustible. On verra plus loin que l’occurrence de cet évènement permet de classer au cours de la simulation l’histoire comme faisant partie des histoires plausibles.

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Comportement des occupants L’occupant du studio n°1 et celui du studio n°2 ont au cours du temps réalisé des actions qui ont eu un impact important sur les conséquences du sinistre. Les différentes informations recueillies a posteriori permettent d’avoir une idée relativement claire de leur comportement. En revanche, les instants auxquels les personnes ont réalisé leurs actions restent sources d’une certaine incertitude. L’un des objectifs de la présente étude est de voir si la simulation permet de réduire cette incertitude. Le témoignage de la directrice de l’établissement nous permet de savoir que l’occupant du studio n°1 avait, peu de temps avant le sinistre, manifesté le désir de mettre fin à ses jours. On considère dans la simulation que l’occupant provoque le départ de feu puis ouvre sa porte et quitte son appartement. On retient une plage de 30 secondes à 3 minutes pour représenter le temps mis par l’occupant pour quitter son appartement. Après être sorti, l’occupant a circulé dans la circulation jusqu’à la fenêtre du coté opposé au studio puis s’est défenestré. On retient un temps de parcours dans la circulation compris entre 30 secondes et 3 minutes. L’occupant du studio n°2 a été retrouvé inconscient au sol de son appartement, à proximité de la porte de son studio, ouverte. On ne sait pas exactement à quel moment l’occupant a ouvert la porte. On accepte l’hypothèse que les conditions devaient être déjà suffisamment difficiles dans la circulation au moment de l’ouverture de la porte pour que la fumée pénétrant dans le studio n°2 provoque quasi instantanément l’incapacitation de l’occupant, ce dernier n’ayant manifestement pas eu la possibilité de refermer sa porte. On sait également que l’ouverture de la porte a forcément été réalisée avant l’arrivée des secours puisque ces derniers ont indiqué qu’à ce moment là, un dégagement important de fumée était visible en façade du studio n°2. On retient dans la simulation une plage comprise entre 1 minute et 20 minutes après le départ de feu comme instant de l’ouverture de la porte du studio n°2. Les occupants peuvent être incapacités au cours de la simulation du fait des conditions régnant dans le local où ils se trouvent. On retient le critère suivant : soit la hauteur d’interface thermique est inférieure à 1,8 m et la température des gaz chauds est supérieure à 50°C, soit la température des gaz chauds est supérieure à 200°C. Comme on le verra plus loin, le tri des histoires plausibles parmi toutes les histoires simulées consiste entre autre à vérifier que les instants correspondant aux actions de ces deux occupants sont cohérents avec l’évolution des grandeurs physiques traduisant le développement du feu et de la fumée dans le niveau sinistré. Prise en compte des conditions atmosphériques L’immeuble lieu du sinistre objet de l’étude se situe environ à mi-chemin de deux stations météorologique, celle de Paris-Montsouris (75) et celle d’Orly (94). Les données auxquelles nous avons eu accès sont fournies par tranches horaires. Le jour du sinistre, selon la tranche horaire consultée, on obtient les valeurs suivantes :

- Paris Montsouris : température comprise entre 5,7 et 4,8°C ; vent moyen de 4 km/h orienté sud-est et 7 à 11 km/h en rafale ;

- Orly : température comprise entre 1 et 2°C, vent moyen de 0 km/h et 4 à 7 km/h en rafale. Dans la simulation, on considère que la température à l’extérieur du bâtiment est comprise selon une loi uniforme entre 1 et 6°C. Le vent est soit nul, soit de 10 km/h orienté sud-est à 10 m de hauteur. Un profil de vitesse atmosphérique caractéristique d’un environnement urbain est pris pour extrapoler la vitesse du vent à la hauteur de l’étage sinistré. Les différentiels de pression (positif sur la façade au vent, négatif sur la façade sous le vent) sur chacune des façades du bâtiment sont ensuite calculés à l’aide d’une méthode normalisée.

3.1.5.3. Elimination des histoires incohérentes

Certains événements peuvent engendrer un achèvement prématuré de l’histoire simulée. Il s’agit d’événements dont l’occurrence traduit une situation incohérente avec les dégâts du sinistre, les observations et témoignages. Dans le but de réduire les temps de calculs nécessaires, nous avons fait le choix de sélectionner les histoires automatiquement au cours de la simulation : dès qu’un évènement incohérent intervient, l’histoire est arrêtée et une nouvelle histoire démarre avec un nouveau jeu de données.

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Ces événements particuliers sont détaillés dans les paragraphes suivants. Intervention difficile Le témoignage du binôme d’attaque indique qu’au cours de son intervention dans le bâtiment, il n’a pas souffert d’une chaleur excessive susceptible de gêner son action. Traduire sous la forme d’un critère quantitatif ce témoignage fourni par des professionnels équipés ayant déjà été confrontés à des situations critiques est un exercice peu aisé. On considère dans la simulation que la température des gaz chauds dans la circulation ne doit pas dépasser 150°C entre le moment où les secours arrivent et celui où le feu est maîtrisé dans le studio n°1. Panaches non visibles Les secours ont indiqué qu’à leur arrivée, des dégagements de fumée importants étaient visibles par les portes-fenêtres du studio n°1 et du studio n°2. Dans la simulation, une histoire est jugée incohérente si le modèle physique indique que dans les 30 secondes avant l’arrivée des secours, les débits massiques provenant de la couche chaude vers l’extérieur aux portes fenêtres des studios sont nuls. Dégradation des éléments mobiliers dans la circulation Le constat des dégâts dans la circulation a montré que les fauteuils s’y trouvant n’ont pas été dégradés durant le sinistre. On considère dans la simulation qu’une histoire devient incohérente avec les données du sinistre dès que les conditions thermiques dans la circulation sont suffisantes pour provoquer l’allumage des fauteuils. Le critère retenu est le suivant : une température de zone chaude supérieure à 250°C associée à une hauteur d’interface thermique inférieure à 50 cm ou bien une température supérieure à 400°C. Incapacitation de l’occupant du studio n°1 Si les conditions dans le local où se trouve l’occupant du studio n°1 au cours de son déplacement avant sa défenestration (studio n°1 ou circulation) remplissent le critère d’incapacitation mentionné plus haut, alors l’histoire est classée parmi les histoires incohérentes. Conditions tenables par l’occupant du studio n°2 Dans le modèle, l’occupant du studio n°2 a le même comportement général que l’occupant du studio n°1 (sortie du studio, déplacement dans la circulation, etc.). On considère dans la simulation qu’au moment où il sort de son studio, si les conditions dans la circulation sont praticables, alors l’histoire est classée parmi les histoires incohérentes. Enfumage du studio n°1 incohérent Les observations a posteriori en façade du studio n°1 montrent que les traces de noir de fumée à la périphérie de la porte-fenêtre atteignent le garde corps du balcon. On interprète cette observation de la façon suivante : la couche de fumée à l’intérieur du studio n°1 est au moins descendue, à un moment donné au cours du sinistre, jusqu’à cette hauteur. Dans la simulation, on considère que si à la fin d’une histoire, la hauteur d’interface thermique n’a jamais atteint 1 m, alors l’histoire est classée parmi les histoires incohérentes. Dégâts incohérents dans le studio n°2 Les observations des dégâts dans le studio n°2 montrent que le plafonnier, le tableau électrique et la bouche de ventilation, composés en partie de matières plastiques, n’ont pas été dégradés thermiquement. On note également que les traces de noirs de fumées atteignent une hauteur légèrement supérieure à celle de l’interrupteur. Dans la simulation, l’histoire est classée parmi les histoires incohérentes si :

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- la température de couche chaude dépasse à un moment donné 100°C ; - la hauteur d’interface thermique n’atteint jamais 1,4 m.

3.1.5.4. Résultats des simulations : les histoires plausibles

Une simulation de Monte-Carlo correspondant au tir de 100000 histoires différentes a été réalisée en utilisant le jeu de données défini précédemment. Certaines d’entre elles sont apparues comme plausibles. On analyse dans cette partie les histoires plausibles. Pour définir un ensemble d’enchainements d’évènements probables, on regroupe les différentes histoires en différents scénarios. Pour ce faire, on recense les conditions initiales en termes de conditions atmosphériques et d’état d’ouverture des ouvrants, ainsi que l’ordre dans lequel sont apparus les évènements clefs du sinistre. Parmi toutes les histoires probables, il apparait ainsi quatre scénarios différents. Les figures suivantes fournissent une représentation graphique correspondant à chacun de ces quatre scénarios. Pour chacun des scénarios sont fournies :

- les conditions initiales ; - une numérotation des évènements dans l’ordre de leur apparition ; - l’intervalle relevé sur toutes les histoires correspondant au scénario considéré de l’horaire

dans lequel se situe l’apparition d’un évènement donné (traits continus noirs sur la figure) avec une indication de l’instant moyen d’apparition (rectangle numéroté superposé au trait continu noir) ;

- la probabilité pour que ce scénario corresponde effectivement à ce qui s’est passé le jour du sinistre, calculée en faisant le rapport entre le nombre d’histoires correspondant au scénario et le nombre d’histoires plausibles obtenues.

Figure 23 : Scénario n°1 du déroulement du sinistre

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Les figures suivantes indiquent les évolutions temporelles des grandeurs physiques décrivant l’activité du feu et les conditions régnant dans les locaux représentés dans le modèle : débit calorifique, température de la couche chaude et hauteur d’interface thermique. On représente à chaque instant, sur une échelle de temps correspondant à l’horaire du sinistre, l’intervalle dans lequel les évolutions de toutes les histoires plausibles s’inscrivent.

Figure 27 : Débit calorifique pour toutes les histoires plausibles

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Figure 28 : Hauteur d’interface thermique dans le studio n°1 pour toutes les histoires plausibles

Figure 29 : Température des gaz chauds dans le studio n°1 pour toutes les histoires plausibles

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Figure 30 : Hauteur d’interface thermique dans la circulation pour toutes les histoires plausibles

Figure 31 : Température des gaz chauds dans la circulation pour toutes les histoires plausibles

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Figure 32 : Hauteur d’interface thermique dans le studio n°2 pour toutes les histoires plausibles

Figure 33 : Température des gaz chauds dans le studio n°2 pour toutes les histoires plausibles

Les résultats obtenus par la simulation laissent donc la place à une incertitude importante, tant sur l’enchainement des évènements clefs du sinistre (4 scénarios plausibles différents ont été identifiés) que sur l’évolution des grandeurs physiques caractérisant le développement du feu et de la fumée. Néanmoins, l’approche met en lumière des éléments semblant relativement sûrs :

- 95 % des histoires plausibles sont obtenues lorsque la porte-fenêtre du studio n°1 est fermée au début du sinistre. L’analyse de toutes les histoires simulées nous montre en effet que lorsque la porte-fenêtre est ouverte, l’enfumage du studio n°2 est généralement insuffisant pour correspondre aux dégâts qui y ont été observés. On peut en déduire que la porte fenêtre du studio était probablement fermée, au mieux légèrement entrouverte, en début de sinistre.

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- De la même façon, toutes les histoires plausibles sont obtenues lorsque la porte fenêtre du

studio n°2 est à demi ouverte. On peut en déduire que cette dernière n’était pas totalement ouverte lors du sinistre.

- Toutes les histoires plausibles font intervenir un vent nul. Deux possibilités ont été étudiées

dans la simulation : soit un vent nul, soit un vent de 10 km/h orienté sud-est. On peut déduire de ce résultat que le vent était très faible et qu’il n’a a priori pas eu une influence déterminante sur les conséquences du sinistre.

- Il apparait que la puissance maximale du feu est restée limitée, comprise entre 1,5 et 2 MW.

En comparant cette valeur aux données d’entrée (1 à 7 MW), on voit l’apport de l’approche utilisée sur ce point essentiel pour toute analyse de sinistre. La température maximale de la couche chaude dans le studio sinistré, de l’ordre de 400°C, est compatible avec cette puissance maximale qui traduit une absence d’embrasement généralisé, ce que semble par ailleurs confirmer les observations.

- Enfin, la température moyenne des gaz dans la circulation horizontale commune, supérieure à

100°C, a atteint une valeur suffisante pour causer des brûlures et en tout état de cause rendre l’évacuation de l’étage impossible.

3.1.5.5. Conclusions de la reconstitution avec SCHEMA-SI

Pour mener cette analyse, une représentation de type modèle de zone a été utilisée pour décrire l’évolution continue des phénomènes physiques décrivant le développement du feu et de la fumée. Ainsi, nous avons cherché, pour effectuer le tri des histoires plausibles, à définir des critères quantitatifs en cohérence avec le degré de finesse du modèle. Il faut par exemple garder en tête lors de l’analyse des résultats que la température moyenne des gaz chauds dans la circulation fournie par le modèle n’interdit pas que dans la réalité, la température est pu être localement plus importante, notamment à proximité du studio n°1 lieu du départ de feu. L’analyse des histoires plausibles obtenues montre que certains des critères définis au début de l’étude n’ont finalement pas eu d’incidence sur le tri des histoires. Par exemple, les conditions dans la circulation sont très éloignées du critère pris pour prendre en compte l’absence de dégradation des fauteuils. On en déduit que ce critère n’a pas d’influence : la même simulation mais sans tenir compte de ce critère nous aurait conduit au même résultat. En revanche, d’autres critères apparaissent comme déterminants. C’est en particulier le cas du critère pris sur la température moyenne dans la circulation lors de l’intervention des secours, que nous avons fixé à 150°C. On s’aperçoit en effet que l’ordre de grandeur des résultats est très proche de cette valeur. Une température plus élevée pour définir ce critère aurait sans doute autorisé des puissances de feu plus importantes. Ainsi, si la simulation apporte des éléments complémentaires utiles à l’analyse du sinistre, il ne faut pas perdre de vue que les résultats obtenus dépendent en partie des données d’entrée, certaines d’entre elles ayant été fixées en ayant recours au « jugement d’expert ». Par exemple, nous avons considéré que le passant aperçoit la fumée et donne l’alerte entre 30 secondes et 10 minutes après qu’un panache de fumée soit visible à l’extérieur du bâtiment. Or, nous n’avons en réalité aucune information sur ce point. L’analyse globale des histoires plausibles ne faisant par ailleurs pas apparaitre une réduction de cet intervalle de départ, on ne peut ainsi pas se permettre, à partir de la simulation réalisée ici, de tirer des enseignements sur l’heure exacte du départ de feu. L’une des principales sources de l’incertitude traduite par les résultats provient des instants auxquels les différents évènements associés aux actions des occupants des deux studios et du passant sont intervenus, ainsi que sur la cinétique de développement du feu. Chacune des histoires plausibles fait intervenir des instants et une cinétique de développement cohérent entre eux mais, de façon générale, l’analyse globale des histoires ne permet pas de réduire l’amplitude de l’incertitude initiale sur ces points. L’approche permet toutefois de fournir une probabilité associée aux enchainements d’évènements et de raisonner en termes d’instants moyens.

_____________________________________________________________________________________________________ 32/187

Une partie de cette incertitude aurait pu être réduite si des informations manquantes avaient été exploitées. Par exemple, le témoignage du passant aurait peut être permis de savoir si, lorsqu’il alerte les secours, il existe déjà un dégagement de fumée au niveau de la porte fenêtre du studio n°2. Si oui, alors seuls les scénarios n°2 et n°3 correspondent au sinistre, ce qui réduit l’intervalle des possibles. Enfin, on notera que l’une des difficultés rencontrées lors de la réalisation de l’étude provient du faible nombre d’histoires plausibles obtenues comparé au nombre total d’histoires simulées, ce qui rend le traitement statistique des résultats relativement acrobatique. Nous avons fait le choix de limiter l’utilisation du modèle à une seule simulation de 100000 histoires, dans le but notamment de montrer comment l’approche permet ou non d’apporter des éléments nouveaux à l’expertise. Il aurait été possible, dans le but d’affiner les résultats, de poursuivre l’étude en réalisant d’autres simulations pour lesquelles on aurait réduit les intervalles de tirs aléatoires en exploitant au fur et à mesure les résultats obtenus.

3.1.6. Conclusion pour la reconstitution du sinistre F1

Les conclusions concernant l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour le cas de l'incendie du logement-foyer sont les suivantes :

- Le scénario impliquant un démarrage du feu au niveau d’un lit apparaît comme étant le plus pertinent pour retrouver les conséquences de l’incendie, puisque d’une part, c’est un des éléments combustibles présents dans les studios ayant une charge calorifique importante, et d’autre part car la phase de croissance du feu pour un matelas est assez rapide.

- Les conditions météorologiques et l’état des différentes ouvertures doivent faire partie des

données à évaluer avec soin.

- La comparaison du modèle de zone et du modèle de champ a permis de mettre en valeur certaines limites de CFAST. De manière générale, le choix de l’outil de modélisation à utiliser pour une étude ISI doit donc faire l’objet d’une réelle réflexion.

_____________________________________________________________________________________________________ 33/187

3.2. SINISTRE F3 (ENTREPÔT)


En fin d’après-midi à 18h28, le 6 mai 2007 dans un entrepôt de matériel de réception (chaises, tables, vaisselle…), un incendie est signalé. Il s’en suit l’intervention de la BSPP sur les lieux pour éviter la propagation de l’incendie aux entrepôts adjacents. L’entrepôt était fermé ce jour là et ne comptait donc aucune personne à l’intérieur. Aucune victime n’est à déplorer. L’incendie s’est déclaré à l’extérieur de l’entrepôt dans une zone de stockage puis s’est propagé vers l’intérieur de celui-ci par le biais du bardage rayonnant sur le stockage. Une grille d’aération située en partie haute a également pu favoriser la propagation.

3.2.2. Objet de la reconstitution du sinistre F3

L’étude a ici pour but de reconstituer le scénario incendie en vérifiant la cohérence des résultats par rapport aux constatations observées, notamment par l’analyse du comportement de certains éléments de l’ossature du bâtiment. En ce qui concerne le développement du feu, il s’agit en particulier d’étudier :

- le mode de propagation du feu depuis la zone de stockage extérieure dans l’entrepôt,

- le temps de propagation de l’incendie depuis la première cellule en feu à l’ensemble des cellules de l’entrepôt,

- les évolutions de température au niveau de la dalle en béton qui s’est partiellement effondrée

(plancher de la mezzanine). Pour ce qui concerne l’analyse du comportement de l’ossature, la reconstitution a pour but de :

- déterminer la résistance au feu des éléments d’ossature,

- comparer les durées de résistance au feu entre les feux conventionnels et les feux calculés proposés, en fonction des endommagements effectivement constatés sur la structure.



Le bâtiment est un entrepôt de 4 800 m², composé d’une partie « principale » de 3 600 m² (zone sinistrée) et d’une extension de 1 200 m² séparée par un mur coupe feu (zone non affectée par le sinistre). La partie « principale » est à ossature béton et enveloppe métallique, elle a été construite en 1972. La partie « principale », sinistrée, est composée d’une zone centrale de 8 mètres de haut environ et d’une mezzanine périphérique (2 niveaux de 2 x 4m). Les poteaux, en béton armé de 50 x 50 cm², sont implantés sur une trame de 10m x 10m en partie basse, sauf dans la zone centrale mezzanine où l’espacement est de 20m. Au dessus du niveau mezzanine la trame est identique sauf le poteau central dans le sens largeur qui est supprimé. Ces éléments sont précisés dans les croquis ci-dessous.

_____________________________________________________________________________________________________ 34/187

Longueur : 9x10m

Largeur4x10m

Mezzanine2 600 m2

Zone centrale1 000m2

Niveau bas

Longueur : 9x10m

Largeur4x10m

Mezzanine2 600 m2


Niveau bas

Longueur : 9x10m

40m

Mezzanine2 600 m2


Niveau haut

10m

10m

20m

Longueur : 9x10m

40m

Mezzanine2 600 m2


Niveau haut

10m

10m

20m

Figure 34 : Emplacement des poteaux

En ce qui concerne les poteaux en béton armé, le ferraillage relevé in situ est de 4HA25 pour un enrobage d’environ 20 mm (pour une zone courante de poteau, en partie sous mezzanine). Le plancher niveau mezzanine est composé :

de poutres principales jumelées en béton précontraint (dans le sens de la largeur de l’entrepôt),

de poutres secondaires précontraintes (nervures) espacées de 2m50,

d’un plancher à prédalles précontraintes, portant sur les nervures et dont l’épaisseur totale est d’environ 15 cm et de portée 2,25 m.

_____________________________________________________________________________________________________ 35/187

La trame des poutres du niveau mezzanine est indiquée dans le croquis ci-dessous :

Longueur : 9x10m

Largeur4x10m

Poutre secondaire25x40Portée 10mEspacement 2m50

Poutre principale2x(25x70)(poutres jumelles)Portée 10m

Niveau mezzanine

Plancher ep15 cmdont prédalle 6 cm env.

Longueur : 9x10m

Largeur4x10m


Poutre principale2x(25x70)(poutres jumelles)Portée 10m

Niveau mezzanine

Plancher ep15 cmdont prédalle 6 cm env.

Figure 35 : Trame des poutres du niveau mezzanine

Détail de la précontrainte des éléments du niveau mezzanine :

Poutres jumelées R25x70 : 1 lit de 6 torons T12.5 en partie basse de poutre, et 6 torons T12.5 mm, répartis en plusieurs lits jusqu’à mi-épaisseur. Les positions effectives de ces armatures n’ont pas pu être relevées avec précision. Les compléments de ferraillage aux nœuds des poteaux n’ont pas pu être relevés.

Poutres secondaires R20x45 : 1 lit de 4 torons T12.5 en partie basse de poutre, 1 lit de 2

torons T12.5 en fibre moyenne, et 1 lit de 2 torons T12.5 approximativement au 2/3 de la hauteur de poutre. Ce ferraillage de précontrainte est complété par des armatures HA en chapeau (3HA12). Les positions effectives de ces armatures n’ont pas pu être relevées avec précision.

Le ferraillage de la dalle n’a pas pu être relevé de manière suffisamment détaillée pour être indiqué dans ce rapport. Aucun calcul de comportement thermique n’étant prévu sur le plancher, seule la largeur de table collaborante sera prise en compte dans les calculs. La toiture est composée :

de poutres principales en béton précontraint (dans le sens de la largeur de l’entrepôt) de portée 10m ou 20m, clavetées sur les poteaux support,

de pannes précontraintes d’entraxe 3m33, elles aussi clavetées sur les poutres principales.

_____________________________________________________________________________________________________ 36/187

La trame des poutres de toiture est indiquée dans le croquis ci-après :

Longueur : 9x10m

Largeur4x10m

Poutre principale“I” 35x90Portée 20m


Toiture


Longueur : 9x10m

Largeur4x10m



Toiture


Figure 36 : Trame des poutres de toiture

Détail de la précontrainte des éléments du niveau toiture :

Poutres principales IC 35x90 : 10 torons T12.5 dans le talon de la poutre, 3 torons T12.5 superposés dans l’âme et 1 lit de 2 torons T12.5 en partie supérieure. Les positions effectives de ces armatures n’ont pas pu être relevées avec précision. Les éventuels compléments de ferraillage aux nœuds des poteaux n’ont pas pu être relevés.

Poutres principales IC 25x71 : 6 torons T12.5 dans le talon de la poutre, 3 torons T12.5 superposés dans l’âme et 1 lit de 2 torons T12.5 en partie supérieure. Les positions effectives de ces armatures n’ont pas pu être relevées avec précision. Les éventuels compléments de ferraillage aux nœuds des poteaux n’ont pas pu être relevés.

Pannes R15x30 : 12 torons T7 sont répartis par lits de 3 torons dans les 2/3 de la hauteur de poutre. Ce ferraillage de précontrainte est complété par des armatures HA en chapeau (3HA12). Les positions effectives de ces armatures n’ont pas pu être relevées avec précision. Les éventuels compléments de ferraillage aux nœuds des poutres principales n’ont pas pu être relevés.

Avertissement : Les informations indiquées dans ce paragraphe sont issues de relevés effectués in-situ dans la phase de démolition de l’entrepôt. Ces éléments ont pu être identifiés dans la zone, qui n’avait pas encore été abattue, cette zone est repérée dans le croquis ci-après.

_____________________________________________________________________________________________________ 37/187

Zone où les relevésont été possibles

Zone où les relevésont été impossibles

Zone où l’intensité du feu aété la plus importante

Zone où les relevésont été possibles

Zone où les relevésont été impossibles

Zone où l’intensité du feu aété la plus importante


Sur la base des éléments recueillis, la chronologie suivante peut être établie :

- Départ de l’incendie : le foyer initial, supposé d’origine criminelle, se situe dans la zone de stockage à l’air libre (Figure 37), une flaque de polyéthylène de 10m x 5m x 5cm ayant été retrouvé dans cette zone ;

- Le feu se développe dans cette zone sur un stockage de caisses en polyéthylène jouxtant le

bardage de l’entrepôt. D’autres produits combustibles comme des palettes sont dans cette zone ;

- Le feu se propage ensuite dans l’entrepôt. Plusieurs vecteurs de propagation sont envisagés.

L’un par échauffement du bardage métallique qui rayonne sur le stockage à l’intérieur de l’entrepôt. L’autre par une grille d’aération placée en hauteur, ayant pu favoriser la propagation de l’incendie au niveau de la mezzanine (cf. Photo 6 du § 3.2.3.4). Même si sur la photo apparaissent des traces de suies autour de la grille qui attestent plutôt d’une évacuation des fumées lors de l’incendie, il n’est pas à exclure qu’en début d’incendie, des gaz chauds aient pu passer par cette grille et ainsi propager l’incendie vers l’intérieur ;

- Une fois dans l’entrepôt l’incendie se propage à divers éléments stockés. Les éléments

stockés dans la zone proche du début de l’incendie étaient des chaises et des tables en bois ;

- Un gardien d’une usine voisine détecte sur ses écrans de vidéosurveillance, à environ 18h20, une fumée sortant de l’arrière de l’entrepôt (côté zone de stockage à l’air libre) ;

- Les sapeurs-pompiers sont alertés environ dix minutes après la détection ;

- Ils arrivent sur les lieux vers 18h35. L’entrepôt n’ayant pas d’occupant, la mission des

sapeurs-pompiers consiste à limiter la propagation de l’incendie aux entrepôts voisins ;

- Extinction de l’incendie à 23h45.

_____________________________________________________________________________________________________ 38/187

Stockage à l’air libre

Figure 37 : Vue d’ensemble du bâtiment et de l’entourage

3.2.3.3. Localisation et dimensions des exutoires

Il a été constaté la présence d’exutoires en toiture, au nombre de 6 sur chaque trame de 10 m. Cependant le désenfumage naturel par les exutoires n’a pas fonctionné puisqu’il n’y a pas eu de déclenchement des exutoires (pas d’alerte intérieure).


Les dégâts causés par le sinistre, pour ce qui concerne l’aspect structurel de la partie « principale » de l’entrepôt sont les suivants :

- ruine de la couverture, sur 75% de la surface environ.

- ruine des façades en bardage côté foyer principal, sur 30% de la longueur du bâtiment.

- faible endommagement de la façade en bardage côté rue.

- effondrement partiel du plancher mezzanine, sur 1/6 de sa surface environ dans la zone du foyer principal.

- effondrement des pannes R15x30 en toiture.

- déchaussement partiel d’une poutre principale IC 35x90 en toiture (poutre de 20 m de portée), par endommagement de la zone clavetée.

- voilement d’une poutre principale IC 25x71 en toiture (poutre de 10 m de portée).

Les vues ci-après présentent ces principaux éléments recueillis.

Propagation vers l’intérieur

Extension de l’entrepôt sinistré

Entrepôt sinistré

Entrepôt voisin indemne

Entrepôt voisin

Voix ferrée

Cuves

_____________________________________________________________________________________________________ 39/187

Photo 5 : Vue de la toiture et de la poutre principale de toiture voilée

Photo 6 : Vue de la façade côté foyer principal

Photo 7 : Plancher mezzanine effondré – zone foyer principal

Photo 8 : Déchaussement partiel poutre de toiture


Dans la partie avant de l’entrepôt se trouvaient les bureaux, dans la partie latérale gauche en mezzanine se situait vraisemblablement un atelier. Le reste de l’entrepôt était destiné au stockage de matériel de réception (mobilier en acier, verres, vaisselle en porcelaine, tables et chaises en bois). Un expert mandaté sur le sinistre a estimé que la charge calorifique totale de l’entrepôt était comprise entre 7 000 et 10 000 GJ, correspondant aux 44 000 chaises (métal et matières plastiques) et 6 000 tables (métal et bois) stockées. Une alvéole de l’entrepôt, située au droit de la zone extérieure où l’incendie a démarré, est la seule zone où le plancher de la mezzanine s’est effondré (cette zone représente une surface de 100 m² environ). Lors du déblai il a été trouvé à cet endroit des tabourets de bar avec assises en mousse, ainsi que 106 racks contenant 30 chaises en moyenne, soit 3 200 chaises. L’expert ayant estimé que chaque chaise avec assise et dossier en ABS avait une charge calorifique de 100 MJ, on obtient une charge totale de 320 000 MJ sur 100 m².

_____________________________________________________________________________________________________ 40/187

3.2.4. Reconstitution du sinistre – partie incendie


Dans la chronologie indiquée au § 3.2.3.2, certains éléments sont manquants. L’instant et le mode de propagation de l’incendie depuis la zone de stockage à la mezzanine est inconnue. Quelques hypothèses peuvent être émises à ce sujet :

- Propagation directe de l’extérieur vers l’intérieur aux éléments stockés en mezzanine par addition des effets de rayonnement du bardage et de convection par la grille de ventilation (visible sur la Photo 6) ;

- Propagation par l’interstice entre le bardage et le plancher de la mezzanine ;

- Propagation par la partie centrale de l’entrepôt commune au RDC et à la mezzanine. Afin de lever l’incertitude portant sur le mode de propagation depuis l’extérieur vers l’entrepôt, trois scénarios d’incendie ont été choisis :

Scénario 1

Départ du feu uniquement au RDC de l’entrepôt, dans la cellule située au droit de la zone extérieure où l’incendie a démarré.

Scénario 2

Départ du feu uniquement en mezzanine, dans la zone où le bardage est le plus endommagé et à proximité de la grille de ventilation (cellule située au-dessus de la

cellule du scénario précédent).

Scénario 3

Départ du feu simultanément au RDC et en mezzanine.


La charge calorifique totale estimée de l’entrepôt est comprise entre 7 000 et 10 000 GJ. La valeur retenue est 7 000 GJ, ce qui représente une densité de charge calorifique rapportée à la surface de l’entrepôt (RDC + mezzanine) d’environ 900 MJ/m². Un découpage de l’entrepôt en 30 « cellules » a été effectué en fonction du type de stockage. La répartition de la charge calorifique a été réalisée de la façon suivante :

- stockage de mobilier en acier, principalement de chaises et de tabourets de bar avec assise en mousse (réparti sur une zone d’environ 640 m² au RDC) : 3 500 MJ/m²

- stockage de tables et chaises en bois (640 m² en mezzanine) : 3 500 MJ/m² - stockage de produit sur rack (1 920 m² en partie commune) : 500 MJ/m² - reste de l’entrepôt : 400 MJ/m²

Il a été ensuite défini une courbe de débit calorifique pour chaque cellule en fonction du type de stockage (Figure 38). Pour décrire la vitesse de croissance du feu dans une cellule en fonction de la charge calorifique présente, on utilise les courbes de croissance NFPA en αt². Pour chaque cellule contenant du stockage de mobiliers en acier ou en bois, de même que pour les produits sur racks en partie commune, il a été supposé une croissance du feu « rapide » et une durée d’incendie de 3h. Cependant, l’action des sapeurs-pompiers a été prise en compte dans le cas des cellules situées près de la zone de stockage extérieure, par une diminution du débit calorifique 30 minutes après le démarrage de l’incendie (cf. Figure 38). Pour le reste de l’entrepôt, le développement du feu est supposé de type « lent » et on prévoit une durée d’incendie de 2h. Excepté les cellules concernées par le démarrage de l’incendie, le développement du feu dans les autres cellules est dépendant d’un critère d’inflammation (fixé à 300°C) et suit ensuite les débits calorifiques indiqués sur la Figure 38. Le découpage de l’entrepôt en cellules permet ainsi de simuler la propagation du feu depuis la zone de stockage jusqu’au côté opposé de l’entrepôt.

_____________________________________________________________________________________________________ 41/187

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 50 100 150 200

t (min)

P (

MW

)

Stockage de mobiliers en acieret en bois

Stockage sur rack en partiecommune

Reste de l'entrepôt

Figure 38 : Courbes de débit calorifique d’une cellule en fonction du type de stockage

3.2.4.2. Choix de l’outil numérique

Dans le cadre de cette reconstitution numérique, il est possible de modéliser le développement du feu en utilisant soit un modèle de zone comme CFAST [2], qui permet d’obtenir l’évolution des températures moyennes des couches chaudes et froides en fonction du temps, soit un modèle de champ comme FDS [1] qui peut calculer en tout point de l’espace les différentes données recherchées. Ce dernier permet donc d’obtenir un degré de finesse plus important, au détriment d’un temps de calcul beaucoup plus long que celui d’un modèle de zone. Au premier abord, la simulation du développement du feu dans un entrepôt de grande taille (dans notre cas la surface au sol est d’environ 5 000 m² et la hauteur de 8 m) au moyen du code FDS semble très prohibitive si l’on veut utiliser des mailles de taille relativement petite (20 cm par exemple). L’utilisation d’un modèle de zone avec des temps de calcul très rapides (plusieurs dizaines de minutes) présente un avantage considérable. Cela est d’autant plus vrai que les informations concernant la charge calorifique de l’entrepôt sont plutôt limitées, rendant inutile un calcul précis avec FDS. Rappelons ici que nous ne cherchons pas à réaliser une reconstitution complète de l’incendie, mais seulement à obtenir une estimation des températures au niveau de la dalle en béton qui s’est effondrée. Cependant, un certain nombre de points négatifs sont apparus quant à l’utilisation de CFAST :

- Dans le modèle de zone, les gaz sont supposés se propager de manière instantanée sous le plafond, ce qui est discutable pour de grands compartiments comme c’est le cas ici. Il est possible de « découper » l’entrepôt en plusieurs cellules, mais leur nombre est limité à 30. De plus, le fait de créer artificiellement des grandes ouvertures allant du sol au plafond entre chaque cellule induit des calculs de débits supplémentaires peu fiables (le logiciel utilise des équations qui ne sont pas prévues pour cette utilisation) et qui peuvent donc fausser les résultats.

- La ventilation est un élément prépondérant pour tout scénario de feu. De nombreux exutoires

sont présents en toiture de l’entrepôt, mais il est difficile de définir une température à laquelle ils vont fondre dans CFAST car la température calculée pour la couche chaude est moyennée.

_____________________________________________________________________________________________________ 42/187

- Des calculs préliminaires montrent un problème de convergence lorsqu’un nombre trop conséquent d’ouvertures au plafond est atteint.

Pour toutes ces raisons, il a été finalement choisi d’utiliser FDS, avec un maillage relativement grossier (mailles de 1 m par 1 m par 0.5 m en hauteur).

3.2.4.3. Domaine et paramètres de la modélisation

Le domaine de modélisation couvre l’entrepôt en entier et le volume d’air extérieur situé au dessus de l’entrepôt, sur une hauteur de 4 m (Figure 39). Les matières combustibles de chaque cellule sont représentées par un parallélépipède dont le débit calorifique s’effectue par la surface supérieure. Les deux cellules concernées par le démarrage du feu dans l’entrepôt sont visibles par une surface rouge. Nous avons supposé d’après les constatations sur sinistres qu’il y avait 6 exutoires sur chaque trame de 10 m, de section 2 m x 2 m environ. Ces exutoires, qui ne se sont pas déclenchés pendant le sinistre, sont supposés fondre à partir de 300°C. Une ouverture latérale de 1 m² est modélisée en mezzanine, à proximité de la zone de stockage extérieure. Une ouverture supplémentaire de surface 3 m² a été ajoutée au niveau du mur opposé afin de prendre en compte les fuites de l’entrepôt. Comme indiqué précédemment, étant donné la surface de l’entrepôt à modéliser et la contrainte d’avoir des temps de calcul raisonnable, il a été choisi d’utiliser des mailles parallélépipédiques de dimensions 1 m x 1 m x 0.5 m.

Figure 39 : Représentation géométrique de l’entrepôt

_____________________________________________________________________________________________________ 43/187

3.2.4.4. Résultats

Les résultats obtenus concernant l’évolution de la température de part et d’autre de la dalle en béton (dans la zone concernée par l’effondrement de cette dalle) sont présentés ci-dessous pour chacun des 3 scénarios de départ du feu dans l’entrepôt. L’effondrement de la toiture a été modélisé pour chaque cas, en se basant sur les résultats obtenus en condition de feu ISO834 (les pannes ne tiennent que 50 minutes, cf. § 3.2.5.3). Les temps ont été légèrement diminués car en réalité une bonne partie des plaques métalliques en toiture devaient déjà être tombées avant l’effondrement complet. La température des gaz à proximité de la partie inférieure de la dalle est appelée « T_RdC_plafond » et la température des gaz à proximité de la partie supérieure est appelée « T_mezzanine_sol ».

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

0 40 80 120 160 200 240

t (min)

T (

°C) T_RdC_plafond

T_mezzanine_sol

Figure 40 : Évolution de la température au niveau de la dalle en béton, départ du feu au RdC

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 40 80 120 160 200 240

t (min)

T (

°C) T_RdC_plafond

T_mezzanine_sol

Figure 41 : Évolution de la température au niveau de la dalle en béton, départ du feu en mezzanine

_____________________________________________________________________________________________________ 44/187

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 40 80 120 160 200 240

t (min)

T (

°C) T_RdC_plafond

T_mezzanine_sol

Figure 42 : Évolution de la température au niveau de la dalle en béton, départ du feu simultanément

au RdC et en mezzanine

Si l’on s’intéresse donc aux actions thermiques subies par la dalle en béton qui s’est effondrée, les scénarios 1 et 3 sont plus sévères que le scénario 2, avec un avantage pour le scénario 1, pour lequel on obtient une température de 1200°C de part et d’autre de la dalle pendant presque une heure (cf. Figure 40). Les autres principaux résultats obtenus concernant le développement du feu sont les suivants :

- De manière générale, les scénarios 1 et 3 sont assez équivalents, avec une évolution du débit calorifique total globalement identique (cf. Figure 43). Il est intéressant de noter que bien que le scénario 2 soit plus lent, le pic de puissance est égal à celui obtenu pour les autres scénarios, à savoir 1 GW environ. En résumé, la localisation du départ du feu influence principalement la rapidité de propagation de l’incendie au reste de l’entrepôt.

- On constate une durée totale d’incendie d’environ 4h, ce qui est inférieure à la durée réelle, qui peut être estimée aux alentours de 5h30 (détection du feu vers 18h20, maîtrise du feu vers 21h50, extinction du feu vers 23h50).

0

200

400

600

800

1000

1200

0 40 80 120 160 200 240

t (min)

P (

MW

) Départ RdC

Départ Mezzanine

Départ Simultané

Figure 43 : Évolution du débit calorifique de l’entrepôt en fonction du scénario

_____________________________________________________________________________________________________ 45/187

3.2.5. Reconstitution du sinistre – partie structure

3.2.5.1. Comportement structuraux à simuler

Compte tenu des éléments limités qui ont pu être relevés, il a été choisi d’étudier le comportement de l’ossature principale par éléments (poutres principales et secondaires, poteaux porteurs). Les éléments retenus sont examinés dans le but d’estimer leur durée de tenue au feu :

Pour différents types de feux (normalisé ou calculés),

Pour différentes hypothèses de localisation du premier foyer dans le cas des feux calculés. Les tableaux ci-après présentent les différentes situations qu’il a été choisi de modéliser, en retenant les actions les plus contraignantes.

Modélisation des

échanges thermiques Niveau Mezzanine Niveau toiture

Feu ISO 834

Calcul des échanges thermiques sur une durée de 6 heures

Poteau R50x50 exposé sur 4 faces Poutre principale sous plancher 2xR25x70,

exposée sur 3 faces (feu niveau bas seul) Poutre principale sous plancher 2xR25x70,

exposée sur 4 faces (feu niveau bas et niveau mezzanine)

Poutre secondaire R20x45 exposée sur 4 faces (cas pénalisant)

Poutre principale IC 25x71 de portée 10m, exposées sur 4 faces

Poutre principale IC 35x90 de portée 20m, exposée sur 4 faces,

Panne de toiture R15x30 exposée sur 4 faces

Feux calculés 1er foyer au RdC seul

Poutre principale 2xR25x70 exposée sur 4 faces

Poutre secondaire R20x45 exposée sur 4 faces (cas pénalisant)

Non traité

Feux calculés 1er foyer en Mezzanine

seule Non traité

Poutre principale IC 25x71 de portée 10m exposée sur 4 faces

Panne R15x30 exposée sur 4 faces

Feux calculés 1er foyer aux deux

niveaux Non traité

Poutre principale IC 25x71 de portée 10m exposée sur 4 faces

Panne de toiture R15x30 exposée sur 4 faces

Tableau 3 : Échanges thermiques

_____________________________________________________________________________________________________ 46/187

Modélisation de la

Stabilité mécanique Niveau Mezzanine Niveau toiture

Feu ISO 834

Poteau R50x50 sous mezzanine Poutre principale 2xR25x70 sous plancher,

avec table collaborante pour les deux cas d’exposition au feu

Poutre secondaire R20x45

Poutre principale IC 25x71 de portée 10m avec disparition des charges rapportées par les pannes R15x30 suite à la ruine de celles-ci

Poutre principale IC 35x90 de portée 20m avec disparition des charges rapportées par les pannes R15x30 suite à la ruine de celles-ci

Panne de toiture R15x30

Feux calculés 1er foyer au RdC seul

Poutre principale 2xR25x70 avec table collaborante

Poutre secondaire R20x45 Non traité

Feux calculés 1er foyer en Mezzanine

seule Non traité

Poutre principale IC 25x71 de portée 10m (idem que feu ISO)

Panne de toiture R15x30 Feux calculés

1er foyer aux deux niveaux

Non traité Poutre principale IC 25x71 de portée

10m (idem que feu ISO) Panne de toiture R15x30

Tableau 4 : Stabilité mécanique

3.2.5.2. Hypothèses pour le calcul mécanique

Les lois de comportement utilisées pour les matériaux béton, aciers passifs et torons de précontrainte ainsi que les coefficients de dilatation thermique et d’affaiblissement des propriétés mécaniques de ces matériaux en fonction de la température sont issues de l’EN 1992-1-2. La résistance en compression du béton est supposée la même pour les différents éléments de la charpente en béton et être de valeur fck=25 MPa, (hypothèse très pessimiste compte tenu du fait que les éléments structuraux sont précontraints). Les ferraillages des différents éléments étudiés sont indiqués au § 3.2.3.1. Il est rappelé qu’il s’agit de ferraillages relevés in situ, généralement en zone courante des éléments donc sans les détails de nœuds aux appuis. Pour les éléments précontraints, la tension initiale dans les torons prenant en compte les différentes pertes est retenue égale à 1250 MPa, il s’agit d’une hypothèse cohérente avec les tensions retenues pour ce type d’ossature. Concernant les charges appliquées :

- Les poutres de toiture IC 35x90 de longueur 20 m sont soumises :

o à la charge de toiture de 25 daN/m² et aux charges accrochées 25 daN/m² soit un total de 500 daN/ml en considérant un entraxe de 10m.

o à leur poids propre de 375 daN/ml

o au poids propre des pannes R15x30 de longueur 10m et d’entraxe 3.3m soit une charge verticale de 280 daN/ml (5 pannes sont en charge sur la poutre en partie courant)

Ces poutres (hors poutres de rive) sont donc soumises à une charge verticale linéique totale de l’ordre de 1150 daN/ml.

- Les poutres de toiture IC 25x71 de longueur 10 m sont soumises :

o à la charge de toiture de 25 daN/m² et aux charges accrochées 25 daN/m² soit un total de 500 daN/ml en considérant un entraxe de 10m.

_____________________________________________________________________________________________________ 47/187


o au poids propre des pannes de 10 m de long, de section rectangulaire 15 cm x 30 cm et qui sont supposées espacées de 3.3 m. Ceci équivaut donc à une charge verticale de 225 kg/ml (2 pannes sont en charge sur la poutre en partie courante)

Ces poutres (hors poutres de rive) sont donc soumises à une charge verticale linéique totale de l’ordre de 1030 kg/ml

- Les pannes de toiture R15x30 sont soumises :

o à leur poids propre de 112,5 daN/ml

o à la charge de toiture (25 daN/m2 + 25 daN/m2) sur un entraxe de 3,3 m soit 165 daN/ml

Ces pannes sont donc soumises à une charge verticale linéique totale de l’ordre de 277,5daN/ml

- Les poutres principales 50x70 (Poutres jumelées 2xR25x70) du niveau mezzanine sont

soumises


o au poids propre du plancher d’épaisseur 15 cm sur un entraxe de 10 m soit 3750 daN/ml

o aux surcharges de plancher de 300 daN/m² sur un entraxe de 10 m soit 3000 daN/ml

o au poids propre de 3 poutres secondaires R20x45 soit 750 daN/ml Ces poutres sont donc soumises à une charge verticale linéique totale de l’ordre de 8375 daN/ml

- Les poutres secondaires 20x45 du niveau mezzanine sont soumises


o à la charge du plancher d’épaisseur 15 cm sur un entraxe de 2.5 m soit 940 daN/ml

o aux surcharges de plancher de 300daN/m² sur un entraxe de 2.5 m soit 750 daN/ml Ces poutres secondaires sont donc soumises à une charge verticale linéique totale de l’ordre de 1940 daN/ml

- Les poteaux les plus sollicités sont les poteaux du niveau inférieur supportant la mezzanine. Ils sont soumis en plus de leurs poids propres à une charge en tête de 120 tonnes (plancher + surcharge + poutres + pannes + poteau niveau supérieur + toiture). Cette charge a été supposée excentrée de 5 cm pour vérifier la stabilité au flambement ce qui équivaut à un moment en tête de 6 T.m.

Les calculs thermo-mécaniques ont été menés avec le logiciel aux éléments finis SAFIR. Les éléments modélisés sont des éléments de type BEAM (filaires 2D). Les conditions aux limites prises en compte sont les suivantes :

- Les poteaux sont supposés encastrés en pied et articulés en tête.

- Les poutres en IC de toiture et les poutres principales 2xR25x70 du niveau mezzanine sont supposées articulées en tête des poteaux.

- Les pannes de toiture R15x30 sont supposées simplement appuyées sur les poutres en IC.

- Les poutres secondaires R20x45 supportant le plancher de la mezzanine sont supposées encastrées dans les poutres principales.

_____________________________________________________________________________________________________ 48/187

3.2.5.3. Principaux résultats

Au niveau toiture, les modélisations effectuées ont permis de montrer que :

- les pannes ont une durée de tenue au feu évaluée entre 37 minutes et 50 minutes suivant l’intensité du feu retenu, la durée la plus faible correspondant à un cas majorant atteignant des températures proches de celles obtenues pour le feu normalisé hydrocarbure majoré retenu en tunnels (Figure 44).

- la stabilité des poutres principales IC 25x71 de portée 10 mètres serait assurée pour tous les

feux calculés pendant toute la durée du sinistre (soit 4h, Figure 45), la flèche résiduelle obtenue étant comprise entre 10 et 20 cm, résultats semblant compatibles avec les constatations in situ après sinistre.

- la stabilité des poutres principales IC35x90 de portée 20 mètres vis à vis du feu conventionnel

ISO834 est inférieure (1h45, Figure 46), l’analyse de leur comportement aux feux calculés n’a pas pu être réalisée faute de courbe de température adaptée.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 10 20 30 40 50

Temps (min)

Flè

ch

e (

mm

)

Feu ISO

Départ mezzanine

Départ simultané

Figure 44 : Flèche de la panne de toiture, résultats comparés entre un feu ISO834 sur les deux faces et les feux calculés retenus

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-100

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800

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320

Temps (min)

Flè

ch

e (

mm

)

Feu ISODépart mezzanineDépart simultané

Figure 45 : Flèche de la poutre de toiture IC 25x71, résultats comparés entre un feu ISO834 sur les deux faces et les feux calculés retenus

Evolution de la flèche en fonction du temps

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

0 20 40 60 80 100 120temps (min)

flèche (mm)

Figure 46 : Flèche de la poutre de toiture IC35x90 sous feu ISO834

Au niveau plancher mezzanine, les modélisations effectuées ont permis de montrer que :

- la stabilité des poutres secondaires R20x45 est évaluée comme supérieure à 2 heures pour le feu calculé le plus intense. (Figure 47).

- les poutres principales R50x70 ont elles aussi une tenue au feu évaluée comme supérieure à

2 heures, (Figure 48).

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300

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700

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0 20 40 60 80 100 120 140 160

temps (min)

flèch

e (

mm

)

Feu ISO

Feu naturel

Figure 47 : Flèche de la poutre secondaire du niveau mezzanine, résultats comparés entre un feu ISO834 sur les deux faces et le feu calculé retenu (départ au RDC)

0

20

40

60

80

100

120

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000

Temps (seconde)

Flè

che

(mm

)

Feu ISO

Feu naturel

Figure 48 : Flèche de la poutre principale du niveau mezzanine, résultats comparés entre un feu ISO834 sur les deux faces et le feu calculé retenu (départ au RDC)

Les modélisations de comportement structural effectuées sont globalement compatibles avec les constatations faites in situ :

- ruine des pannes de toiture dans la première heure du sinistre,

- tenue des poutres principales IC de toiture pendant toute la durée du sinistre (même si le cas particulier de voilement local n’a pas pu être reconstitué par manque de détail sur l’évolution effective des températures de part et d’autre de la poutre et sur les éventuels instants de rupture des pannes de part et d’autre de la poutre),

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- possibilité de ruine partielle du plancher dans les zones où le sinistre était le plus intense par

ruine des poutres secondaires, ruine intervenant au-delà d’une durée de feu de 2 heures.


La reconstitution de ce sinistre avait pour but de déterminer la localisation probable du départ du feu dans l’entrepôt, d’analyser le comportement de certains éléments de l’ossature du bâtiment à partir de charges calorifiques estimées et de développements de feux calculés, puis de comparer ces éléments aux constations faites in situ après sinistre. Il faut bien garder à l’esprit que l’utilisation de la simulation numérique du développement du feu nécessite un minimum d’informations pour cadrer les différentes données d’entrée, la plus importante d’entre elles étant la courbe de débit calorifique des matériaux combustibles. Compte tenu des dégâts très importants engendrés lors de ce sinistre et du peu d’informations récoltées, les calculs reposent principalement sur les hypothèses formulées au départ, par le dire d’expert. Pour cette raison, la simulation de cet incendie au moyen du code FDS s’est voulue volontairement très simpliste (maillage grossier, découpage en cellules, matériaux combustibles modélisés par des parallélépipèdes) et n’aboutit qu’à des estimations qui ne sauraient en aucun cas représenter finement la réalité. Les résultats obtenus concernant le développement du feu indiquent que :

- la localisation du départ du feu influence principalement la rapidité de propagation de l’incendie au reste de l’entrepôt.

- les scénarios de départ de feu au RDC (soit seul, soit simultanément à la mezzanine) sont les

plus probables car ils conduisent à des actions thermiques plus importantes au niveau de la dalle qui s’est effondrée.

Concernant la résistance au feu des différents éléments structuraux, les résultats obtenus avec les différentes actions thermiques calculées sont cohérents avec les constations faites in situ après sinistre. Des calculs sous feu ISO ont également été réalisés afin de vérifier que la résistance de ces éléments était bien conforme à l’exigence attendue par la réglementation. Les conclusions concernant l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour le cas de cet entrepôt sont les suivantes :

- La simulation de différents scénarios a permis de déterminer le mode probable de propagation depuis l’extérieur vers l’entrepôt.

- On constate dans les simulations une durée d’incendie d’environ 4h au lieu de 5h30. Pour

pouvoir obtenir une durée plus longue, il faudrait modifier les courbes de débit calorifique pour chaque cellule (baisse de la puissance maximale dégagée, phase de croissance plus lente, de manière à rallonger la durée d’incendie).

- Cet écart peut aussi s’expliquer par l’action des sapeurs-pompiers, qui est difficilement

quantifiable lors de la construction des courbes de puissance.

- Peu d’informations ont été recueillies concernant la charge calorifique de l’entrepôt, aussi les simulations faites avec FDS ont été volontairement simplistes. Il faut considérer cette modélisation comme un intermédiaire entre un modèle de zones et une modélisation poussée avec un code CFD.

- De manière générale, il apparait donc utile, lors de la phase de construction des courbes de

débit calorifique de foyers combustibles dont les caractéristiques sont mal connues, de proposer plusieurs variantes « extrêmes » : une courbe avec une montée rapide et un débit maximum important, une autre avec une montée plus faible et/ou un débit maximum moins important, de manière à obtenir (pour une charge calorifique identique) une durée d’incendie différente.

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3.3. SINISTRE F4 (BÂTIMENT D’HABITATION)


Dans la soirée du 14 juin 2007, à 22 h 00, dans un immeuble à usage d'habitation R+5, un incendie débute au RDC dans la cage d’escalier où étaient entreposés deux poussettes et un vélo d’enfant. Les gaz chauds se propagent verticalement jusqu’au dernier étage. Deux personnes du 4ème étage ouvrent leur porte donnant sur les parties communes. Une des deux emprunte les escaliers pour descendre voir ce qui s’y passe avant de décéder sur le palier du 1er étage. L’autre est morte intoxiquée. Au dernier étage, une femme et son enfant sont également gravement intoxiqués suite à l’ouverture de leur porte d’entrée. Lors de son intervention, la BSPP effectuera 14 sauvetages et 10 mises en sécurité. Plusieurs appartements ont été endommagés, d’autres sont intacts. L’incendie a duré environ 1 h 30.


Une reconstitution numérique des premiers instants de l'incendie a été réalisée afin de :

- évaluer la capacité de chacune des poussettes à enflammer la suivante pendant les premières minutes du sinistre ;

- vérifier que l'énergie libérée par la combustion des poussettes amène aux dégâts constatés

dans le hall d'entrée ;

- comparer le temps nécessaire à la combustion complète des matériaux constitutifs des poussettes avec la chronologie des évènements ;

- évaluer si la combustion des deux poussettes est suffisante pour conduire aux décès des

victimes.



Ce bâtiment d’habitation R+5 comptant 20 appartements fut construit dans les années 1970. Au rez-de-chaussée, un hall d’entrée contenant les boites aux lettres est séparé de la cage d’escaliers par une porte vitrée dont le cadre et l’armature étaient en bois. Les entrées de deux appartements et un bureau (salle d’archive) donnent sur cette cage d’escaliers. Les étages sont desservis par un escalier non encloisonné. Il n’y a pas d’ascenseur. Par ailleurs, le bâtiment est encadré de deux autres bâtiments d’habitation, seule une façade est accessible aux engins par la rue (cette façade où se situe aussi l’entrée sera considérée comme la façade avant), la façade arrière donne sur une cour intérieure qui n’est pas accessible aux véhicules de secours. La structure du bâtiment est en béton. L’escalier est en bois, les parois des murs dans les circulations sont recouvertes de papiers de fibre de verre. L’incendie s’est déclaré dans la cage d’escaliers du bâtiment (Figure 49).

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Figure 49 : Plan partiel du RDC

Les vestiges de deux poussettes d'enfant, d'un vélo d'enfant et une trottinette ont été trouvés dans le volume du palier d'escalier du rez-de-chaussée. Tous ces matériels sont la propriété d'une locataire du 5ème étage. Ils correspondent à un modèle de petite taille "poussette cane" qui, d'après le témoignage de la propriétaire et de voisins était placée avec un petit vélo à droite de l'escalier, devant la porte du local électrique (Photo 9). Une poussette plus imposante était stockée immédiatement après la deuxième porte d'accès au hall du rez-de-chaussée (Photo 10).

Photo 9 : Reste de la poussette n°1

Photo 10 : Reste de la poussette n°2


L’examen des rapports des opérations menées par les secours et les forces de police a permis de constater que les opérations de secours et d'extinction du feu ont nécessité 90 minutes. Des éléments d'incertitude subsistent quant à la reconstitution de la dynamique de l'incendie, en particulier le point de départ de l'incendie au rez-de-chaussée, niveau où se situe l'origine du sinistre.

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3.3.3.3. Localisation et dimensions des ouvertures

Pour les simulations numériques, on fait les hypothèses suivantes :

- porte de l'appartement du 4ème étage ouverte, avec un appel d'air vers l'extérieur du domaine (représentatif d'une fenêtre ouverte dans l'appartement).

- les fenêtres de la cage d'escalier (d'une dimension de 30 cm x 40 cm) sont ouvertes

(témoignages et observations sur site).

- la porte d'entrée de l'immeuble est ouverte (témoignages).

- la seconde porte, juste après les boîtes aux lettres, est fermée (observations sur site) ; néanmoins un détecteur de chaleur virtuel, réglé à 250°C, permet de simuler le bris thermique de la partie vitrée de la porte.

- le vasistas en partie haute de la cage d'escalier est fermé aux 2/3 (témoignage pompiers).

Cela représente approximativement une surface d'ouvrant de 0,1 m². Des simulations préliminaires ont montré que cet ouvrant n'avait pas d'influence notable sur l'aéraulique de la cage d'escalier, du fait de l'ouverture des fenêtres de la cage d'escalier. Il sera donc négligé dans la suite de l'étude.

3.3.3.4. Etat des victimes

Une personne décédée est retrouvée sur le palier du premier étage. La position du corps laisse penser à une intoxication précédant les effets thermiques. Une personne sur le palier du 4ème étage a été retrouvée dans un état critique. Elle décèdera par la suite en raison d'une intoxication aigue. Deux personnes ont été retrouvées intoxiquées sur le palier du 5ème étage, dans un état critique. Après un mois d'hospitalisation ces deux personnes survivent avec séquelles à leurs blessures. Treize autres personnes ont été intoxiquées à des degrés divers lors de ce sinistre.


Les constatations suivantes vont servir pour la comparaison avec les simulations :

- Dans le hall d’entrée, les murs qui étaient recouverts de papier enduit de peinture et le plafond sont complètement dégradés laissant apparaître le plâtre à plusieurs endroits.

- La cage d'escalier est en partie ravagée par les flammes ; la rampe d'escalier en bois est

carbonisée jusqu'au 4ème étage.

- Quatre appartements, un au 2ème étage, deux au 3ème étage et un au 4ème étage ont été affectés par le passage des fumées.

3.3.4. Définition des termes sources pour les simulations

Une série d'essai de comportement au feu sur des poussettes de tailles variées a été menée. En fonction du modèle de poussette, les résultats indiquées dans le Tableau 5 ont été obtenus (inflammation provoquée par un brûleur au propane de 2,6 kW, représentatif de la puissance dégagée par 20 g de papier) :

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Modèle Masse totale / combustible

Temps d’inflammation

Potentiel calorifique

Pic de puissance

Durée de combustion

Puissance moyenne du

feu

1 4.4 kg / 1.3 kg 70 s 37.5 MJ 105 kW 20 minutes ≈ 30 kW

2 7.5 kg / 2.3 kg 60 s 77.5 MJ 240 kW 20 minutes ≈ 65 kW

3 9 kg / 3.44 kg 100 s 92.5 MJ 410 kW > 15 minutes ≈ 100 kW

Tableau 5 : Résultats des essais

Des essais supplémentaires ont été réalisés afin de déterminer le flux critique d'auto-inflammation pilotée des éléments constitutifs de poussettes. En effet, dans les conditions rencontrées pour ce sinistre, les aérations et le tirage dans la cage d'escalier font que la température au niveau de la seconde poussette n'augmente pas au point d'approcher les températures usuelles d'auto-inflammation des solides ou des mousses. C'est pourquoi cette étude s'est focalisée sur les flux thermiques incidents ; les essais sont effectués au cône calorimètre, avec une flamme pilote, pour reproduire l'éventualité d'un brandon enflammé de petite taille, capable d'enflammer les gaz de pyrolyse éventuellement émis par la poussette "cible". Les résultats obtenus sont indiqués dans le Tableau 6 :

Echantillon Flux critique d’auto-inflammation pilotée :

Roue > 15 kW/m²

Revêtement plastique > 15 kW/m²

Revêtement tissu + mousse > 10 kW/m²

Tableau 6 : Résultats des essais pour les flux critiques

La recherche d'une plus grande précision dans la détermination des flux critique d'auto-inflammation pilotée ne s'est pas révélée nécessaire car les minimums trouvés ci-dessus sont strictement supérieurs aux flux déterminés dans les simulations numériques. Les essais de comportement au feu ont également permis de caractériser les différents agents toxiques émis pendant la combustion des poussettes. Les simulations ayant été effectuées avant la réception de ces résultats d'essai, il est bon de préciser que la quantité totale de CO émise virtuellement dans les simulations est de 141 g (contre 475 g mesuré lors des essais) pour la poussette n°1 et de 52 g (au lieu de 80 g) pour la poussette n°2. Les termes sources utilisés pour la modélisation sont basés sur les résultats des essais, à savoir que l’on suppose que la poussette n°1 est une poussette de grande taille (modèle 3 dans le Tableau 5) et la poussette n°2 une poussette cane de petite taille (modèle 1). Les débits calorifiques sont indiqués sur la Figure 50.

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Figure 50 : Débits calorifiques pour les poussettes

3.3.5. Reconstitution du sinistre


Les différents scénarios étudiés sont détaillés dans le tableau suivant :

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Scénario 1

La poussette cane, au niveau de la cage d'escalier, est incendiée. L'étude porte sur le flux reçu et la température au niveau de la seconde poussette, de grande taille, au

niveau des boîtes aux lettres.

Scénario 2

La poussette de grande taille, près des boîtes aux lettres, est incendiée. L'étude porte sur le flux reçu et la température au niveau de la seconde poussette,

au niveau de l'escalier.

Scénario 3

La grande poussette est surélevée de 1 mètre par rapport au scénario 2, pour évaluer l'influence de ce paramètre.

Scénario 4

Pour étudier les effets thermiques dans les étages, les 2 poussettes sont mises à feu simultanément. Le maximum de combustion des 2 poussettes n'est pas atteint au

même moment.

Scénario 5

Les 2 poussettes sont mises à feu et le débit calorifique est modifié pour que le maximum de puissance pour chaque poussette soit atteint au même moment.

Scénario 6

Par rapport au scénario précédent, les débits calorifiques sont augmentés de 15%, pour tenir compte de la combustion de la trottinette, du petit vélo, des marches et

des revêtements muraux.



Le domaine de calcul représentatif de l'immeuble est composé du hall d'entrée et de la cage d'escalier sur 5 étages, les circulations associées et un rez-de-chaussée.

Figure 51 : Domaine de modélisation

Figure 52 : Poussette « source » et poussette « cible »

L'ensemble de ces éléments sont répartis en 2 grilles de calcul rassemblant au total environ 1 520 000 cellules. Les simulations ont été réalisées avec une taille de maille de 5 cm dans toutes les directions de l'espace (une analyse préliminaire a permis de montrer que les calculs sont convergents pour la taille de maille utilisée). Toutes les modélisations ont été réalisées sur 1000 s (16min 40s) et chaque calcul a pris en moyenne 6 jours de ressource machine. Pour chaque simulation ont été identifiées à la fois une poussette "source" et une poussette "cible". La poussette "source" est remplacée par un brûleur virtuel, dont les caractéristiques sont issues des essais. La poussette "cible" est représentée par des plans, situés à différentes distances de la source (voir Figure 52) sur lesquels sont calculés le flux thermique reçu et la température.

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3.3.5.3. Résultats

Les résultats des 3 premières simulations montrent qu'il est très peu probable que la mise de feu sur une première poussette puisse se propager à la seconde étant donné des distances mises en jeu. En effet, les flux et températures perçus par la poussette ne dépassent jamais, respectivement, 7 kW/m² et 175 °C. De plus la position des poussettes a une forte influence sur ce résultat, la poussette cible des cas 2 et 3 étant pratiquement au droit de la cage d'escalier (laquelle fait office de "cheminée" dans le cas présent, avec un tirage fort du fait des ouvertures en partie haute). Les simulations impliquant 2 poussettes majorées dans le hall de l'immeuble (simulations 4 à 6) conduisent à un environnement thermique capable d'expliquer les dégâts observés sur le site (des températures de l'ordre de 300°C sont atteintes au niveau des parois à proximité des poussettes, voir la Figure 53). De même, le plâtre au plafond a été soumis à des températures de l'ordre de 350°C pendant plusieurs dizaines de secondes. Cela, ajouté à l'action des sapeurs-pompiers, conduit à une forte dégradation de ce dernier. Par contre, les températures atteintes dans les étages montrent que les termes sources utilisés ne sont pas assez importants pour retrouver les effets observés sur site. Plusieurs éléments n'ont pas été pris en compte dans la conception des termes sources :

- marches en bois massif - rambarde en bois massif - revêtement muraux (dégradés au RdC, mais aussi sur les 4 premiers étages) - trottinette - vélo pour jeune enfant - vêtements de la victime du premier étage, ...

La simulation 6, utilisant une augmentation arbitraire de 15% des termes sources, montre que cette majoration n'est pas suffisante pour constater des dégradations importantes dans l'appartement du 4ème étage. De nombreuses enquêtes après incendie laissent penser que les revêtements muraux de ce type (toile de verre peinte) jouent un rôle largement sous-estimé dans les développements d'incendie en immeuble d'habitation. De même, les simulations ne permettent pas de reproduire un environnement susceptible de conduire à la carbonisation du corps de la victime du premier étage. En effet, en plus du problème de la charge calorifique non comptabilisée vient s'ajouter celui de son agencement dans le volume. Contrairement à ce qui est observé dans les scénarios simulés, le feu a largement atteint le palier du 1er étage. Ces dégradations ont très probablement été possibles par propagation du feu le long de l'escalier (marches, revêtement mural et rambarde) plutôt que par inflammation due à des transferts thermiques convectifs sur une grande distance. En ce qui concerne les concentrations de monoxyde de carbone simulées, il apparaît clairement (Figure 54), malgré la sous-estimation de la charge calorifique et de la production de CO, que les concentrations atteintes (lesquelles sont stables pendant plusieurs dizaines de secondes après le maximum) sont de natures à incapaciter très rapidement un être humain et, par suite, à mener à son décès. L'influence de l'ouverture du vasistas en partie haute a également été testée en ce qui concerne le CO ; la différence est minime et se joue sur moins de 50 ppm, dans le cas le plus défavorable.

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Simulation 4

Simulation 5 Simulation 6

Figure 53 : Effets thermiques (température), instant correspondant au maximum atteint

Simulation 4

Simulation 5 Simulation 6

Figure 54 : Effets toxiques (concentration en CO), instant correspondant au maximum atteint

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Cette étude a permis de préciser plusieurs points concernant le sinistre étudié :

- La chronologie des faits n'implique pas nécessairement l'usage d'un liquide accélérant pour la mise de feu.

- Les 3 premières simulations montrent que l'inflammation d'une poussette par une autre, étant

donnée les distances qui les séparent et l'agencement de la cage d'escalier, est très peu probable. C'est donc l'hypothèse d'une mise de feu volontaire à l'aide d'un moyen banal sur les deux poussettes qui est retenue.

- Les simulations impliquant 2 poussettes dans le hall de l'immeuble conduisent à un

environnement thermique capable d'expliquer les dégâts observés sur le site ; par contre la propagation dans les étages n'est pas convenablement reproduite ; en effet, les effets thermiques convectifs simulés sont très en deçà de ce qui a été observé sur site. Cela est très probablement dû à l'absence de prise en compte du potentiel de la cage d'escalier (bois de l'escalier et revêtements muraux) et surtout de la propagation "de proche en proche" dans les étages.

- En ce qui concerne l'intoxication des victimes, les simulations permettent de retrouver des

concentrations en CO incapacitantes pour une exposition de l'ordre de la dizaine de secondes, puis létales pour une exposition plus prolongée.

La reconstitution des conditions ayant conduit au décès des victimes est donc partielle ; néanmoins c'est la cause réelle des décès qui a pu être reproduite, les effets thermiques n'intervenant que par la suite. Une meilleure compréhension de l'influence des différents revêtements qu'il est possible de trouver dans les immeubles d'habitation (anciens et neufs) semble une étape clé pour reproduire plus fidèlement les effets de l'incendie dans ce type d'étude. Les conclusions concernant l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour cet immeuble R+5 sont les suivantes :

- L’utilisation de résultats d’essais montre bien un intérêt non négligeable dans la définition des termes sources.

- Il est intéressant de noter que si l’on considère les potentiels de dangers isolément, à savoir

ici les 2 poussettes, avec un critère de propagation du feu entre les deux, le sinistre survenu n’aurait pas été identifié. Lorsque plusieurs potentiels de dangers se trouvent dans un même local, il vaut donc mieux construire une courbe de puissance globale, plutôt que de la décomposer pour chaque potentiel en y associant un critère de propagation (température ou flux critique d’inflammation par exemple), cette méthode étant de toute façon majorante

- L’étude souligne également la nécessité de prendre en compte toutes les éventuelles

ouvertures.

- Enfin, on a constaté qu’il ne faut pas négliger le potentiel calorifique des revêtements muraux (selon le type) ; il peut être incorporé dans le terme source (en majorant le débit calorifique) ou bien être utilisé comme vecteur de propagation.

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3.4. SINISTRE F7 (GYMNASE)


Le 7 novembre 2007, aux alentours de 13 h 50, un incendie se déclenche dans un gymnase (ERP) lors de travaux de collage de tapis de réception aux barres parallèles. Suite à une mauvaise manœuvre de la commande de désenfumage, les ouvrants sont ouverts tardivement. Sous l’effet de la chaleur, l’ensemble des éléments vitrés en partie supérieure de la salle d’entraînement se brise ce qui permet aux gaz chauds et aux fumées de se propager vers les logements de superstructure. Lors de l’incendie, une vingtaine d’enfants accompagnés de deux éducateurs étaient présents et ont évacué les lieux indemnes. Les impacts se limitent au compartiment d’origine de l’incendie et à quelques habitations situées à l’étage au-dessus du gymnase.


L’étude numérique a ici pour but de :

- reconstituer le scénario incendie en vérifiant la cohérence des résultats par rapport aux constatations observées ;

- expliquer la non-propagation de l’incendie aux éléments combustibles qui n’ont pas brûlés ;

- estimer le temps au bout duquel les vitres ont commencé à se briser ;

- juger de l’influence de l’implantation et de l’instant d’ouverture des ouvrants de désenfumage ;

- étudier le rayonnement reçu par les fenêtres d’habitation.



Le gymnase est situé en sous-sol, surplombé par un bâtiment à usage d’habitation R+4. Il comprend notamment, au niveau bas (N-2 par rapport au rez-de-chaussée), une salle d’entraînement et une salle omnisports. La salle d’entraînement dispose d’une fosse de réception dans laquelle est disposée une armature métallique (Photo 11). Cette armature supporte 3 épaisseurs de mousse de protection en polyuréthane représentant un volume d’environ 50 m3. Cette salle d’une surface de 480 m² est désenfumée naturellement par des ouvrants (au nombre de 5) dont la commande électrique est située dans le hall d’accueil. La salle omnisports (Photo 12) attenante à la salle d’entraînement d’une surface de 1000 m² est également désenfumée naturellement par des exutoires dont la commande pneumatique est disposée dans le hall d’accueil.

Photo 11 : Fosse de réception de la salle d’entraînement

Photo 12 : Salle omnisports attenante à la salle d’entraînement

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Sur la base des constatations faites sur sinistre et conjointement aux témoignages recueillis, il est possible de dégager le déroulement suivant :

- L’incendie s’est déclaré dans la salle d’entraînement au niveau de la fosse de réception, alors que deux ouvriers procédaient aux travaux de remplacement des mousses de protection en polyuréthane. Pour ces travaux, ils utilisaient une colle néoprène pour assurer le lien entre les différentes mousses. Le feu a pris au niveau de la fosse pour une cause indéterminée, alors que les ouvriers faisaient une pause à proximité. Suite au départ de feu, un extincteur est utilisé. L’alarme est ensuite déclenchée au moyen d’un déclencheur manuel (la durée préalable au déclenchement de l’alarme n’est pas connue).

- A l’arrivée des services de secours, la coupure générale électrique et le désenfumage sont

actionnés simultanément. La commande du désenfumage a été décidée afin d’éviter tout risque de propagation des flammes et des fumées dans les logements surplombant le gymnase. Pour mettre le désenfumage en œuvre, le pompier a actionné simultanément les deux organes de manœuvre (ouverture et fermeture) qui équipaient le dispositif de commande manuelle à cartouches CO2, ce qui n’a pas permis de déclencher l’ouverture des ouvrants. Ces derniers n’ont pu être ouverts qu’après remplacement de la cartouche CO2 d’ouverture. Là encore, cette durée avant remplacement de la cartouche n’est pas connue.

- Sous l’effet de la chaleur (accumulation de gaz chauds dans la salle en l’absence de tout

désenfumage), l’ensemble des éléments vitrés en partie supérieure de la salle d’entraînement se brise ce qui permet aux gaz chauds et aux fumées de se propager vers les logements de superstructure. On peut voir sur les Photo 13 et Photo 14 que la salle d’entraînement a été envahie par une épaisse fumée noire, et que les ouvrants et une partie translucide du plafond situés coté jardin ont disparu. Concernant la façade coté rue, les fumées se sont écoulées le long de la façade de l’immeuble d’habitation après que les baies d’éclairage naturel de la salle d’entraînement se soient brisées (Photo 15). Certains logements auraient ainsi subis de légers dommages structuraux, peut-être dus à la déformation du plancher séparatif avec le gymnase, justifiant le relogement temporaire de leurs occupants.

- Les salles d’entraînement et omnisports étant séparées par deux accès munis de rideaux

métalliques grillagés, elles constituent un volume unique. Toutefois l’importante hauteur des impostes (environ 8 m) situées au-dessus de ces accès fait office « d’écrans de cantonnement », la hauteur sous-plafond étant voisine de 10 mètres. Cette configuration explique la non-propagation du sinistre dans la salle omnisport, bien que cette dernière ait été soumise à l’action des fumées froides (parois noircies, principalement au droit des deux accès, Photo 16).

Photo 13 : Ouvrants et baies vitrées de la salle d’entraînement, donnant côté jardin

Photo 14 : Aplomb de la baie vitrée, donnant côté jardin

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Photo 15 : Façade côté rue

Photo 16 : Accès n°1, vue depuis la salle omnisports

La chronologie du sinistre étant peu précise, la validation de la reconstitution numérique s’appuiera principalement sur les constatations suivantes :

- bris de toutes les parties vitrées situées dans la salle d’entraînement ;

- combustion de tous les tapis en mousse situés dans la fosse et à proximité, (Photo 11 et Photo 17) alors que d’autres n’ont pas été touchés par l’incendie (Photo 18).

Photo 17 : Dégâts constatés dans la salle d’entraînement

Photo 18 : Disposition des tapis non brûlés

3.4.4. Simulations préalables de l’échantillon de mousse prélevé

Des essais au cône calorimètre de la mousse des tapis ont été effectués. La démarche a ensuite consisté à utiliser le modèle de pyrolyse de FDS, en simulant dans un premier temps l’essai au cône calorimètre afin de déterminer les propriétés thermochimiques du matériau (chaleur de combustion, de vaporisation, etc…), puis ensuite de réaliser la simulation à échelle réelle en utilisant ces mêmes propriétés pour le matériau. Le problème qui se pose ici est la différence d’échelle entre l’essai au cône calorimètre (les échantillons testés ont pour dimensions 10 cm par 10 cm par 4.5 cm) et le sinistre (la fosse contenant les tapis représente un volume d’environ 50 m3, et la salle d’entrainement représente un volume d’environ 8000 m3). Dans le premier cas, il est nécessaire d’utiliser un maillage suffisamment petit (de l’ordre du centimètre) pour que l’échantillon soit discrétisé en un nombre conséquent de mailles, alors que dans le cas du sinistre il faut utiliser des tailles de mailles plus grandes (25 cm) pour ne pas alourdir le temps de calcul. Or il n’est pas possible d’obtenir des résultats identiques avec des tailles de mailles aussi différentes en gardant les mêmes propriétés thermiques pour la mousse (la taille du

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maillage a une influence non négligeable sur les résultats, surtout lorsqu’on utilise des mailles de longueurs supérieures à 5 cm dans le cas de FDS). Afin de pouvoir utiliser la démarche impliquant le modèle de pyrolyse, il a donc été nécessaire de réaliser des simulations successives de la combustion de mousses de taille de plus en plus grandes avec des maillages de plus en plus grands, en ajustant à chaque étape les propriétés thermochimiques de la mousse (cet ajustement est réalisé en comparant la vitesse de perte de masse d’un échantillon en fonction du maillage). Un exemple est indiqué sur la Figure 55. On modélise un morceau de mousse placé dans une « fosse » à échelle réduite avec à proximité une source de chaleur. Ce cas est simulé dans un premier temps avec des mailles de 5 cm puis 10 cm, sans changer les caractéristiques du matériau. On peut voir sur la Figure 55 que la perte de masse est différente selon le maillage. Dans un deuxième temps, on ajuste les propriétés de la mousse lorsque le maillage est de 10 cm de manière à retrouver la perte de masse obtenue avec le maillage à 5 cm.

200

300

400

500

600

700

800

0 500 1000 1500 2000

t (s)

Mas

se (

g)

maillage 5 cm

maillage 10 cm

maillage 10 cm aprèsajustement

Figure 55 : Modélisation d’un morceau de mousse avec une source de chaleur à proximité (à gauche) et perte de masse obtenu en fonction du maillage (à droite)



Dans cette étude, le code FDS a été utilisé. Le domaine de modélisation couvre la salle d’entraînement ainsi que la salle omnisports (Figure 56). Les façades des habitations situées côté rue et côté jardin sont également modélisées. Parmi les éléments combustibles présents dans la salle d’entraînement au moment du sinistre (tapis en mousse, cheval d’arçon, porte), seuls les tapis en mousse ont été modélisés, car ils constituent la quasi-totalité de la charge combustible présente. Leur disposition, basée sur les constatations faites suite à la visite sur sinistre (Photo 18), est indiquée sur la Figure 57. Les baies vitrées donnant dans la rue et celles situées côté jardin sont modélisées, ainsi que les ouvrants de désenfumage (également côté jardin). A noter la présence, au dessus d’une partie de la baie vitrée horizontale, d’une bande de 4 m pare-flammes ½ heure.

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Figure 56 : Domaine de modélisation, vue côté rue

Figure 57 : Modélisation de l’intérieur de la salle d’entraînement

Coté rue

Côté jardin

Fosse de réception

Ouvrants

Baies vitrées Écran PF

Accès salle omnisports

Tapis

_____________________________________________________________________________________________________ 66/187

Les mailles discrétisant l'ensemble du domaine modélisé (environ 550 000) sont cubiques et d’arête 25 cm au niveau de la salle d’entraînement et 50 cm dans la salle omnisports. Certaines dimensions des locaux ont été arrondies pour se conformer à ce maillage. Les hypothèses utilisées pour le calcul sont les suivantes :

- Toutes les vitres ont les mêmes propriétés thermiques, et se brisent lorsque leur température atteint 140°C sur leur face exposée aux gaz chauds. Cette valeur a été choisie car avec des températures supérieures aucune vitre ne se brisait.

- Ne sachant pas précisément à quel moment les ouvrants ont été ouverts, la seule information

disponible étant que le désenfumage a été déclenché de manière très tardive, ceux-ci sont considérés comme étant toujours fermés dans la simulation, jusqu’à ce qu’ils se brisent.

- La ventilation de confort n’a pas été modélisée, celle-ci étant - faute de données - supposée

négligeable compte tenu du grand volume d’air présent dans les deux salles de sport.

- L’intervention des sapeurs-pompiers n’est pas prise en compte, ceux-ci ayant agis principalement sur la fin de l’incendie, lorsque tous les tapis situés dans la fosse ont fini de brûler.

- La source de chaleur initiale, sensée enflammer les tapis au niveau de la fosse, est modélisée

par un panneau rayonnant positionné à proximité de la fosse pendant 4 minutes.

3.4.5.2. Résultats

Les figures suivantes issues des simulations (Figure 58) et la courbe de dégagement de chaleur (Figure 59) permettent de caractériser les différentes phases de l’incendie. La première vitre (ouvrant de désenfumage) se brise à environ 11 minutes, au moment où la puissance dégagée atteint un premier pic à 18 MW. Pendant les 4 minutes suivantes, le feu se propage peu et il faut attendre que plusieurs baies vitrées se brisent (à environ 16 min) pour que l’incendie augmente à nouveau en intensité. On obtient finalement un maximum de 30 MW à t = 20 min, lorsque tous les tapis dans la fosse sont en feu et qu’un autre tapis situé à proximité prenne lui aussi feu. Au bout de 30 minutes, il n’y a presque plus de combustible dans la fosse de réception, et l’incendie s’achève à environ 33 minutes. On peut remarquer que parmi les autres tapis situés en dehors de la fosse, seul celui positionné à proximité de l’accès grillagé a brûlé, ce qui est concordant avec les constatations faites sur sinistres.

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t = 1 min

t = 7 min

t = 11 min

t = 15 min

t = 20 min

t = 30 min

Figure 58 : visualisation du dégagement de chaleur (> 5 kW/m3) dans la salle d’entraînement

_____________________________________________________________________________________________________ 68/187

0

5

10

15

20

25

30

35

0 5 10 15 20 25 30 35 40

t (min)

P (

MW

)

Figure 59 : Puissance libérée par l’incendie

Le tableau suivant résume les constatations faites sur le sinistre et les résultats obtenus par la simulation. Concernant la fenêtre qui s’est brisée en façade côté rue (voir la Photo 15), on peut noter que le flux maximal relevé dans la simulation ne permet pas de justifier le bris de vitrage. Cela s’explique principalement par le maillage insuffisamment fin utilisé ici.

Constatations faites sur sinistre

Résultats de la simulation

Bris de toutes les vitres de la salle d’entraînement

Bris de toutes les vitres entre environ 11 et 24 minutes après le début de l’incendie

Combustion de tous les tapis situés dans la fosse plus certains situés à proximité

(précisons que certains tapis n’ont pas entièrement brûlés grâce à l’intervention des pompiers, ce qui n’est pas pris en compte ici)

Combustion de tous les tapis situés dans la fosse en 31 minutes et de ceux situés à proximité entre 16

et 33 minutes après le début de l’incendie, ce qui peut correspondre au début d’intervention des

pompiers

Parois de la salle d’entraînement entièrement noircies excepté au fond de la salle, en partie

basse (Photo 18)

Hauteur d’interface des gaz chauds estimée à 1.5 m au fond de la salle d’entraînement

Bris d’une des fenêtres d’un appartement côté rue

Flux de chaleur incident maximal mesuré au même endroit : 1kW/m²

Tableau 8 : Comparaison entre les constatations faites sur sinistre et les résultats de la simulation

3.4.5.3. Scénarios alternatifs

Des variantes ont été modélisées afin d’évaluer l’impact de certains paramètres ou décisions prises au moment du sinistre. Les conclusions qui peuvent en être tirées sont les suivantes :

- Si les ouvrants de désenfumage avaient été utilisés dès le départ, il n’y aurait pas eu de différences importantes au niveau des dommages générés par l’incendie, que cela soit à l’intérieur du gymnase où au niveau des habitations. Les résultats indiquent que cela aurait retardé de quelques minutes le bris des baies vitrées situées du côté rue. Il est fort probable que l’important volume de la salle omnisports rendu disponible par les deux accès grillagés minimise l’influence du désenfumage par les ouvrants situés dans la salle de gymnastique.

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- Concernant la paroi pare-flammes ½ heure, celle-ci a joué un rôle en diminuant notablement le flux de chaleur émis vers la façade côté jardin. De manière générale, ce résultat indique qu’il est préférable d’éviter de positionner des baies vitrées horizontales au pied de façades d’immeubles d’habitations.

- Une disposition différente des ouvrants de désenfumage (la réglementation n’imposant pas de

les positionner au-dessus de la majeure partie de la charge calorifique) n’aurait pas non plus modifié grandement le scénario du développement de l’incendie. La tendance principalement constatée est l’augmentation des températures en couche chaude au fond de la salle de gymnastique, ce qui aurait pu augmenter le risque d’inflammation des tapis situés à cet endroit. Parmi toutes les variantes, c’est d’ailleurs le seul cas où le risque de propagation aux autres tapis est un peu plus élevé.


Une reconstitution du sinistre a été faite au moyen d’une simulation numérique du développement du feu, dont les résultats sont cohérents avec les constatations faites, à savoir que l’on retrouve les bris de vitrage, une durée d’incendie voisine, et que la distinction entre les tapis qui ont brûlés et ceux qui n’ont pas été touchés par l’incendie est bien reproduite. La combustion des tapis en mousse à été simulée au moyen d’un modèle de pyrolyse, nécessitant, à partir des essais au cône calorimètre, de déterminer les paramètres thermochimiques de cette mousse avec soin. Une méthode par comparaisons successives de maillages de plus en plus grands a été utilisée afin de caler les paramètres du modèle de pyrolyse. Cette étude permet de souligner l’influence que peut avoir la dimension du maillage sur les résultats obtenus. A cet égard, il convient de garder à l’esprit les limites des outils numériques utilisés, surtout lorsque l’on cherche à quantifier des grandeurs. A contrario, les résultats d’études comparatives, dans le but d’en dégager des tendances, sont beaucoup plus fiables. Les conclusions concernant l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour le cas du gymnase sont les suivantes :

- On peut légitimement se poser la question du critère utilisé pour le bris de vitrage, de 140°C. Cette valeur, déterminée à posteriori, est inférieure à la valeur de bris de vitrage que l’on retient généralement, de 150°C [4]. Cela peut s’expliquer par le maillage relativement important utilisé ici (mailles de 25 cm) qui induit des températures de gaz un peu plus faibles qu’en réalité. Précisons que la sensibilité des résultats à la finesse du maillage utilisé est une caractéristique propre à tout modèle CFD. Cela indique qu’il convient, lorsque des maillages importants sont utilisés, de retenir un scénario pour lequel certaines valeurs seuils sont volontairement diminuées afin d’obtenir, par exemple, un bris de vitrage.

- Si les résultats obtenus au cône calorimètre sont utilisés directement, il n’est pas possible de

reconstituer le sinistre. Il n’est donc pas recommandé d’utiliser des résultats d’essais bruts (température d’inflammation, débit surfacique), surtout lorsque la différence d’échelle est importante.

- Des variantes ont été simulées, permettant notamment de juger de l’influence d’une ouverture

tardive des ouvrants de désenfumage.

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3.5. SINISTRE F25 (ENTREPÔT)


Vendredi 12 mars 2009 à 2h34 du matin, les sapeurs pompiers de Paris sont appelés pour un feu d’entrepôt à Rungis. Plus exactement, l’entrepôt concerné est un entrepôt frigorifique de stockage de fruits s’étendant sur une surface d’environ 2000 m² sur un seul niveau. Aucun employé n’était présent dans le bâtiment au moment de l’incendie. Les dommages occasionnés par cet incendie restent localisés à l’entrepôt.


Cette reconstitution a pour but :

- De comprendre comment l’incendie s’est propagé au sein de l’entrepôt afin de lever certains doutes sur le lieu d'origine de l'incendie ;

- De vérifier la capacité à simuler le comportement de structures soumises partiellement à des

actions thermiques lors d’un incendie.



A partir des éléments recueillis auprès de la SEMMARIS, de la BSPP et du LCPP et après une sélection des événements relatifs à l’activité de l’incendie, la chronologie présentée dans le tableau ci-dessous a pu être établie.

Heure Evénement Source

2h34 Appel des pompiers BRQ BSPP

2h47 passage de plusieurs véhicules de pompiers à l’entrée du MIN de Rungis (péage E2)

Rapport d'intervention SEMMARIS

2h53 Un violent feu ravage l’entrepôt O1B. La toiture laisse s'échapper les flammes et les gaz chauds sur l'ensemble de l'entrepôt


3h04 Flammes d'environ 3m s'échappant de la toiture - Localisées au centre de l'entrepôt au niveau de la 6ème travée

Photo SEMMARIS

3h22 Un chariot élévateur fonctionnant au gaz est évacué, Il était stationné à l'intérieur du bâtiment, au niveau de l'accès principal de l'entrepôt,


3h24 Flammes à travers le bardage de la retombée de toiture au niveau de la 6ème travée du coté du quai de la livraison

Photo SEMMARIS

3h41 Flammes sur le bardage en partie haute et sur la toiture au niveau du pignon arrière de l'entrepôt

Photos SEMMARIS

3h46 Les 3/4 de la façade du pignon arrière de l'entrepôt sont en flammes

Photos SEMMARIS

5h31 Feu maîtrisé au moyen de 11 grosses lances Rapport d'intervention SEMMARIS

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6h12 Aucune flamme n'est visible sur la façade coté quai de livraison et sur le pignon arrière du bâtiment; seule de la fumée s'échappe du bâtiment

Photos SEMMARIS

6h31 Feu éteint Rapport d'intervention SEMMARIS

Tableau 9 : Eléments de chronologie du sinistre

L’incendie a principalement endommagé la toiture du bâtiment et son contenu ; la structure porteuse extérieure n’a pas été touchée. A l’intérieur de l’entrepôt, les dommages sont fortement localisés autour de la zone d’accès aux cellules 5 et 6 (voir Figure 60).


Il s’agit d’un entrepôt frigorifique à simple RDC divisé en : • 6 cellules destinées au stockage de fruits sur des racks de 3 niveaux ; • 1 quai de chargement où se situe également un bureau ; • 1 « hall » pour la répartition des denrées entre les différents volumes.

La Figure 60 ci-dessous montre la répartition de ces locaux au sein du bâtiment.

Photo satellite, avant sinistre

Figure 60 : Découpage de l’ouvrage suivant le type d’activité

Une pompe à chaleur située à l’extérieur du bâtiment permet de maintenir une température adaptée à la conservation des denrées alimentaires stockées dans le bâtiment (de l’ordre de 0 à 5°C). Chaque cellule est équipée d’un évaporateur en partie haute, composé d’un ventilateur avec des pales en aluminium et d’échangeurs en cuivre.

Quai de chargement

Cellule 4 - stockage (abricots)

Cellule 3- stockage

Cellule 2- stockage (agrumes)

Cellule 1 - stockage (prunes)

Stockage 5

agrumes

Stockage 6 agrumes

Hall pour la répartition des

denrées / stockage de fruits

_____________________________________________________________________________________________________ 72/187

Une investigation sur les lieux du sinistre a permis de déterminer la répartition et disposition du stockage dans l’entrepôt et dans chaque cellule.

Cellule 1 à 4 Les fruits sont conditionnés dans des cartons qui sont regroupés par palettes. Ces palettes sont disposées sur des racks comportant 3 niveaux et d’une hauteur approximative de 2,50 m chacun. Chaque niveau de racks comporte deux rangées de palettes. Les racks sont disposés de chaque coté de la cellule en laissant accès à une allée centrale permettant de desservir chaque racks. La figure ci-dessous donne les mesures et la disposition des ces racks dans une cellule pour un niveau du rack en vue de dessus.

Figure 61 : Stockage pour les cellules 1 à 4

Cellule 5 et 6

Comme pour les cellules 1 à 4, les racks longent la cellule sur les cotés et sont sur 3 niveaux de 2,50 m de hauteur chacun. Ces racks ont la capacité de stocker 3 palettes dans le sens de la largueur et 12 dans le sens de la longueur ce qui fait 36 palettes par niveau. Les parois des cloisons des cellules sont en contact direct avec les racks. La figure ci-dessous donne les dimensions et la disposition des ces racks pour les cellules 5 ou 6 pour un niveau du rack en vue de dessus.

1,50

2 m8,30 m

20 m

3,50

Evaporateur

Emplacement des palettes

_____________________________________________________________________________________________________ 73/187

Figure 62 : Stockage pour les cellules 5 et 6

Hall pour la répartition des denrées / stockage de fruits En plus du stockage de denrées, ce local desservait les cellules 5 et 6 et était donc une zone de passage où durant l’investigation sur sinistre les éléments qui suivent ont été retrouvés :

• Un évaporateur ; • 2 transformateurs ; • 6 transpalettes, dont 2 en charge ; • 1 fenwick ;

Le stockage y est moins important que dans les autres cellules et il est schématisé sur la figure ci-dessous. Les racks comportent 3 niveaux de 2,50 m chacun. Le rack le plus grand de la cellule comporte 2 emplacements de palette dans le sens de la largeur et 8 dans le sens de la longueur.

3 m

10 m

3,5 m

19,5 m

1,50 m


Evaporateur

_____________________________________________________________________________________________________ 74/187

Figure 63 : Stockage pour le hall de répartition

Pour chaque cellule de l’entrepôt, la capacité maximale en termes de stockage de palettes de fruits est indiquée dans le tableau ci-dessous.

Type de combustible Détail Commentaires

Cellule 1 à 4 Fruits conditionnés dans des

cartons 120 palettes par

cellules La disposition est indiquée

dans la figure 2

Cellule 5 et 6 Fruits conditionnés dans des

cartons et cagettes en polyéthylène (estimées à 30%)

216 palettes par cellules

La disposition est indiquée dans la figure 3

Hall de transit et zone de stockage

Fruits conditionnés dans des cartons

Estimation à 72 palettes

La disposition est indiquée dans la figure 4

Tableau 10 : Capacité de stock des cellules

La structure du bâtiment, à structure métallique extérieure, se décompose en 2 parties :

- la partie principale du bâtiment est de forme rectangulaire avec une structure métallique extérieure (cf. Figure 64). Le bardage est constitué par des panneaux sandwich qui isolent thermiquement le volume intérieur de cette partie de l’entrepôt vis-à-vis de l’extérieur. Cette partie est entièrement destinée au stockage des denrées alimentaires.

- la partie secondaire est une sorte d’appentis abritant le quai de chargement sur la façade

ouest de la partie principale du bâtiment (cf. Figure 64 et Figure 65). Pour cette partie, la conception est plus classique car la structure est interne au bâtiment avec une façade en bardage en taule d’acier ;

12 m

20 m

2 m

Accès aux cellules 5 et 6

Accès au quai de

chargement

2 m


Evaporateur

Zone où stationnaientles transpalettes etles transformateurs

Fenwick

2 m

1,50 m

1,50 m

_____________________________________________________________________________________________________ 75/187

Les détails constructifs de chaque partie du bâtiment ont été communiqués par la SEMMARIS. Les plans ne peuvent être communiqués en l’état dans ce rapport.

Figure 64 : Les 2 parties de l’entrepôt en vu de dessus

Figure 65 : Entrepôt vue sur le pignon nord

Chaque cellule (cf. Figure 60) est isolée par des panneaux sandwichs d’une épaisseur de 10 cm. (référence de l’isolant relevée sur site : Ext F1860 – B06 Blanroc / Int F 16902 – B05 Blanroc) sur chaque face et sur la partie supérieure à 9,20 m de hauteur (cf. Figure 66). Les panneaux sandwich du faux-plafond sont maintenus par emboitement et sont liés à la structure par des suspentes.

Partie principalePartie secondaire

Pompe à chaleur

_____________________________________________________________________________________________________ 76/187

Figure 66 : Vue en coupe d’une cellule

Au-dessus de chaque cellule, il existe un faux-plafond technique où passent le réseau de réfrigération et le réseau électrique. La couverture est en bacs acier avec une étanchéité multicouche et des retombées de couverture en bardage. Le vide au-dessus des panneaux sandwich de chaque cellule forme un faux-plafond technique où passent le réseau de réfrigération et le réseau électrique. La couverture est en bacs acier avec une étanchéité multicouche et des retombées de couverture en bardage. Les plans fournis par la SEMMARIS et les observations sur site positionnent les poteaux des différents portiques à l’extérieur (sauf entre 9 m et 11 m). Les poutres ainsi que la partie supérieure des poteaux (au-delà de 9 m de hauteur) sont situées dans le plenum (cf. Figure 67). Enfin, le portique central possède deux petits poteaux situés à l’intérieur (dans la cellule 4 et non dans le hall de transit) mais ils servent uniquement de support au mur de partition qui découpe l’entrepôt en deux. Seuls les poteaux extérieurs de ce portique participent à la stabilité de l’édifice (cf. Figure 67). Il existe plusieurs accès pour chaque cellule dont voici le détail :

- une porte donnant sur l’extérieur du bâtiment, sur la façade Est du bâtiment pour les cellules 4 à 4 et le hall de répartition des denrées, sur le pignon Nord pour les cellules 5 et 6. Ces portes sont situées au centre de la largeur de ces cellules et mesurent 95 cm par 2,20 m ;

- des portes coulissantes donnant sur le quai de chargement pour les cellules 1 à 4 de

dimensions 3,20 m de la largeur par 3 m de hauteur. Il existe les mêmes portes coulissantes entre le hall de répartition des denrées et les cellules 5 et 6.

Panneaux sandwich

_____________________________________________________________________________________________________ 77/187

Figure 67 : photo des portiques (haut) et du hall de transit (bas)

3.5.3.3. Les équipements et mesures de sécurité

L‘ouvrage ne comportait aucune détection incendie ni RIA. Lors du sinistre, plusieurs issues de secours étaient encombrées par des stockages empêchant une mise en œuvre efficace des points d’attaque (cf. rapport de la Semmaris). Pour le désenfumage, chaque cellule comporte un exutoire en toiture ou un ouvrant en façade :

- les cellules 1 à 4 comportent chacune un exutoire en partie supérieure sur la toiture sur le coté Est ;

- la cellule 1 possède deux ouvrants supplémentaires sur la façade du pignon Sud. La position et les dimensions (95 cm x 2,20 m) sont précisées sur un plan communiqué par la SEMMARIS ;

- Deux ouvrants sont positionnés de la même façon sur la façade du pignon nord du bâtiment, ils concernent les cellules 5 et 6 ;

Les exutoires sont à commande manuelle d’après les documents de la SEMMARIS.

Eléments de structure du portique central

Parements d'un panneau sandwich

Portique central

Partie de portique dans le plenum

_____________________________________________________________________________________________________ 78/187


3.5.4.1. Scénario d’incendie d’étude

Départ de feu identifié Les dommages causés par l’incendie sur l’entrepôt et son stockage sont schématisés et hiérarchisés par code de couleur sur la Figure 68. D’après les dommages constatés et les indices relevés sur le terrain, plusieurs hypothèses quant à l’éclosion du feu sont envisagées. Toutes ces hypothèses identifient le départ de feu au niveau du hall de répartition des denrées. Les indices permettant d’identifier le départ du feu au niveau du hall de répartition sont les suivants :

- au niveau des potentiels de dangers et des sources de chaleurs, le hall de répartition est la seule cellule à comporter des machines (transpalettes, Fenwick, transformateurs …) avec une charge calorifique conséquente à proximité. Les autres cellules ne comportaient pas d’équipement pouvant constituer une source d’inflammation et situé à proximité d’une charge combustible ;

- au niveau des dommages, ils sont plus importants au niveau du hall de répartition qui a été totalement détruit ;

- le bardage est effondré et déformé vers l’intérieur du hall de répartition ;

Un départ de feu dans le plenum, mais toujours au niveau du hall de répartition, est à envisager car le frigoriste est intervenu la veille sur les installations d’après l’enquête menée par le LCPP.

Figure 68 : Schéma de la hiérarchisation des dommages

Quai de chargement

Cellule 4 - stockage (abricots)

Cellule 3- stockage

Cellule 2- stockage (agrumes)

Cellule 1 - stockage (prunes)

Stockage 5

Agrumes

Stockage 6 agrumes

Hall pour la répartition des denrées / stockage

de fruits

Pas de dommages thermiques

25% de la cellule endommagée (en partie haute)

75% de la cellule endommagée



_____________________________________________________________________________________________________ 79/187

Deux départs de feux sont donc envisagés : - Départ n°1 : le feu débute sur un élément dans le plenum au dessus du hall de répartition ; - Départ n°2 : le feu débute sur un transpalette en charge – voir l’emplacement dans le hall de

répartition sur la figure 4 ;

Remarque : Le départ de feu le plus probable d’après l’enquête menée par le LCPP est le départ n°2. Cette conclusion s’appuie sur l’état de dégradation des transpalettes :

- les 2 transpalettes en charges sont beaucoup plus dégradés que les autres - l’agencement des différents éléments (témoignage ouvrier) converge vers ces 2 appareils, - les batteries sont très dégradées, - l’ensemble des câbles électriques de ces 2 appareils est soit perlé, soit très cassant (même

pour les tresses de grande section). D’autre part, les seuls éléments présents dans le plenum sont les gaines métalliques du système frigorifique (cf. photo ci-dessous) ainsi que quelques câbles d’alimentation électrique. La simulation de ces deux départs de feu a pour but de conforter ces hypothèses et de pouvoir infirmer un des deux scénarios.

Figure 69 : Photo des gaines du système frigorifique

Gaines du système frigorifique

_____________________________________________________________________________________________________ 80/187

Mode de propagation A partir de ces deux départs de feux, plusieurs modes de propagation sont envisageables : Les scénarios incendie pris en compte dans la reconstitution sont alors les suivants. Scénario 1 : Le feu démarre dans le plenum. La couche de gaz chauds qui en résulte va induire un échauffement du faux-plafond en panneau sandwich et des éléments de structure situés dans le plenum. En fonction du niveau d’échauffement, soit le feu s’éteint, soit le panneau sandwich est vecteur de propagation, soit la structure se déforme et devient un vecteur de propagation, l’étanchéité entre le plenum et les différentes cellules n’étant plus assurée. Scénario 2 : Le feu démarre au niveau des transpalettes. La couche de gaz chauds qui en résulte va d’une part provoquer l’inflammation de la partie supérieure du stockage situé dans les racks et d’autre part l’échauffement progressif des panneaux sandwich du faux-plafond jusqu’à effondrement. Cet effondrement est induit par trois phénomènes : désagrégation des joints entre panneaux, dégradation de la mousse polyuréthane et défaut de rigidité (dès lors que le joint est attaqué la rigidité du faux-plafond diminue permettant aux gaz chaud de passer dans le plenum). La couche de gaz chauds va alors remplir le plenum et solliciter thermiquement les parties de structure dans le plenum ainsi que la toiture. Données d’entrée des scénarios incendie Ils comprennent les éléments servant de départ de feu et les éléments susceptibles de participer à la propagation du feu.

Départ n°1 : feu dans le plenum

Propagation : l’incendie se propage vers les autres cellules par déformation de la structure ou par les éléments en panneaux sandwichs

Pas de propagation : l’incendie reste confiné dans le plenum

Départ n°2 : feu sur transpalette

Propagation 2 : l’incendie se propage vers les autres cellules par déformation de la structure impactant l’étanchéité entre cellule

Propagation 1 : l’incendie se propage du hall de répartition vers les autres cellules par le faux plafond

_____________________________________________________________________________________________________ 81/187

Pour le scénario 1, le départ de feu est supposé être une concentration de câbles électriques

voire un équipement électrique utilisé comme relais pour le système frigorifique. Le dégagement de chaleur est construit en suivant les recommandations du SFPE Handbook [5]. La puissance maximale retenue pour cette source est de 400 kW, cela correspond au double de la puissance dégagée par de petits équipements électriques (écran d’ordinateur par exemple) d’après le SFPE Handbook. Une vitesse de croissance en α.t² de type moyenne (α = 1/300² MW.s-2) est retenue. La puissance maximale est maintenue pendant 20 minutes pour une énergie libérée pendant la combustion d’environ 500 MJ. Cette courbe de dégagement de chaleur est majorante par rapport à la quantité de combustible normalement présente dans le plenum.

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0 5 10 15 20 25 30

HRR [MW]

Temps [min]

Figure 70 : courbe de dégagement de chaleur pour la source du scénario 1

Pour le scénario 2, le départ de feu est supposé être sur les deux transpalettes en charge.

Ces derniers comportent de nombreux éléments combustibles (moteur, batterie, pneus…), la puissance maximale retenue pour cette source est de 2,25 MW avec un plateau d’une durée de 10 minutes (cf. Figure 71). La vitesse de croissance est ici rapide (α = 1/150² MW.s-2) à cause de la présence d’éléments en plastique et en caoutchouc.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 5 10 15 20 25

HRR [MW]

Temps [min]

Figure 71 : courbe de dégagement de chaleur pour la source du scénario 2

_____________________________________________________________________________________________________ 82/187

Le faux-plafond est en panneau sandwich. La mousse polyuréthane, d’épaisseur 10 cm, est entre deux parements en acier. Les données de la littérature [6] font état pour les panneaux sandwich d’une décomposition aux environs de 280°C et d’un débit surfacique maximal d’environ 175 kW/m². Par ailleurs, la mousse polyuréthane a une masse volumique de 35 kg.m-2 et une chaleur de combustion de 28 MJ.kg-1 (source SFPE Hanbook) soit une énergie potentielle de 98 MJ.m-2.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 2 4 6 8 10 12 14 16

HRR_surf [kW/m²]

Temps [min]

Figure 72 : courbe de dégagement de chaleur surfacique pour les panneaux du faux-plafond

Les fruits sont conditionnés dans des cagettes en carton ou en polyéthylène et placés sur des

palettes. Les palettes situées dans le hall de répartition contiennent des cagettes en carton dont la température d’inflammation est d’environ 280°C. Les tests menés au Western Fire Center (cf. [5]) sur des palettes de fruits dans des cartons (majoritaires dans le hall) font état d’un débit calorifique de l’ordre de 3 MW pour une palette, cela donne un débit calorifique par unité de surface d’environ 250 kW/m². La vitesse de croissance est lente (α = 1/150² MW.s-2) pour prendre en compte la présence d’eau dans les fruits.

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50

HRR [kW/m²]

Temps [min]

Figure 73 : courbe de dégagement de chaleur surfacique pour les palettes

_____________________________________________________________________________________________________ 83/187

3.5.4.2. Simulation du feu

Scénario 1 : Description de la modélisation La totalité de l’entrepôt est modélisée soit un domaine d’environ 70 m de long, 22 m de large et haut de 12 m avec des mailles de 50 cm (150 000 mailles) et la simulation porte sur une durée de 25 minutes. Les différentes parois de l’entrepôt ont les propriétés suivantes :

- La couverture en bacs acier est représentée par un matériau d’épaisseur 1 cm, les quatre exutoires sont pris en compte avec une température d’activation de 180°C.

- Les parois (intérieures et extérieures) en panneau sandwich utilisent un matériau tri-couches (parement acier sur 0,5 mm ; mousse polyuréthane sur 10 cm ; parement acier sur 0,5 mm).

- Le faux-plafond est également en panneaux sandwich.

Figure 74 : Vue générale de l’entrepôt

Le foyer est placé dans le plenum au-dessus du hall de transit. Scénario 1 : Résultats La surface importante de l’entrepôt (1500 m²) conduit à une dilution des gaz chauds ce qui empêche la formation d’une couche de gaz suffisamment chauds pour provoquer l’inflammation des panneaux sandwichs. La température maximale atteinte localement est de 420 °C mais la température moyenne sous la toiture est inférieure à 100°C dès qu’on s’éloigne d’un mètre du foyer (cf. Figure 75).

Figure 75 : coupe de température dans le plan médian à t = 10 min (à g.) et = 20 min (à dr.)

L’échauffement des panneaux sandwich autour du foyer est induit par le rayonnement lors de la combustion des gaz émis par celui-ci. La température de surface reste inférieure à 280°C et se révèle donc insuffisante pour provoquer l’inflammation de la mousse polyuréthane. Cette simulation confirme donc la faible probabilité d’un départ de feu dans le plénum.

_____________________________________________________________________________________________________ 84/187

0

50

100

150

200

250

300

0 5 10 15 20 25

Thermocouple n°1

Thermocouple n°2

Temps [min]

280

Température [°C]

Figure 76 : Température à proximité du foyer et champ de température à 20 min

Scénario 2 : Description de la modélisation Les données utilisées sont identiques à celles du scénario 1. Le départ de feu est positionné dans le hall de transit (cf. Figure 77). La partie du faux-plafond située au niveau du hall de transit est découpée en éléments de 4 m par 1 m. L’effondrement d’un élément se produit lorsque la température de surface atteint 320°C, cette valeur légèrement supérieure à la température d’inflammation de la mousse prend en compte le fait que l’effondrement du panneau n’est pas instantané. Une fois effondré, l’élément disparaît du plafond et réapparaît au niveau du sol. Les cagettes de fruits sur les racks présents dans le hall sont également susceptibles de s’enflammer.

Figure 77 : Vue intérieure de l’entrepôt

Scénario 2 : Résultats Pour ce scénario, il faut tenir compte de la propagation du feu à l’intérieur de l’entrepôt et des actions induites par le feu sur les éléments de structure. Les constatations après sinistre montrent notamment qu’une partie de la toiture s’est effondrée. Ainsi, la simulation du scénario 2 fait intervenir trois types de modèles : modélisation du feu (température des gaz chauds, flux thermiques), modélisation de l’échauffement de la structure (la température influe sur les propriétés mécaniques) et modélisation du comportement mécanique (effondrement…). Par ailleurs, ces trois modèles influent les uns sur les autres, il faut donc les coupler au travers de calculs itératifs. Deux étapes se sont révélées suffisantes pour décrire ce sinistre : lors de la première étape, la toiture de l’entrepôt reste intacte dans la simulation du feu, l’instant de son effondrement ne peut être connu qu’après avoir réalisé la simulation du comportement structural. Une seconde étape de feu prenant en compte l’effondrement de la toiture (notamment avec l’évacuation des gaz chauds et donc une température plus faible dans le plenum) est ensuite lancée. Etape 1 du scénario 2 Les résultats de la simulation indiquent qu’un premier élément commence à s’enflammer vers 8 min. il s’agit de la partie supérieure des racks. A 15 min, un premier élément du faux-plafond s’effondre. A partir de cet instant, l’embrasement s’accélère avec l’inflammation du haut des racks puis des éléments du faux-plafond tombés au sol jusqu’à 24 min (cf. Figure ci-dessous). Les gaz chauds se répartissent ensuite dans le plénum, le premier exutoire s’ouvre à 25 min et le second vers 28 min.

_____________________________________________________________________________________________________ 85/187

t = 10 min

t = 16 min

t = 20 min

t = 24 min

Figure 78 : visualisation de la température dans le plan médian de l’entrepôt et de l’effondrement des éléments du faux-plafond

Ce premier calcul a été mené en considérant que la toiture restait intègre pendant toute la durée de l’incendie. Les actions thermiques ont ensuite été transmises au modèle ANSYS pour effectuer un calcul d’échauffement suivi d’un calcul de comportement structural avec pour résultat principal un effondrement de la toiture du hall de répartition qui s’initie vers 25 min et est total à 30 min. Ce résultat est compatible avec la chronologie donnée dans le tableau 1 avec des flammes visibles au dessus du centre de l’entrepôt 30 minutes après l’appel des sapeurs pompiers. Etape 2 du scénario 2 Cet effondrement est alors imposé dans un second calcul FDS qui va à son tour alimenter le modèle ANSYS. Il est représenté en créant des ouvertures dans la toiture entre 25 et 30 minutes avec une augmentation par palier de la surface effondrée (de 0 m² à 56 m²). Chacune de ses ouvertures correspond à l’effondrement de un ou plusieurs panneaux sandwich soit des éléments de 4 m x 1 m (cf. Figure 79). Cette étape itérative permet de prendre en compte l’influence de l’effondrement de la toiture. Suite à l’effondrement du hall de répartition, on constate une diminution de la puissance de l’incendie due à une baisse de la température des gaz situés dans le plenum et donc à une propagation plus lente (cf. Figure 79).

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40 50 60

Puissance

Temps [min]

[MW]

_____________________________________________________________________________________________________ 86/187

Figure 79 : Effondrement de la toiture à 25 min (à g.) et puissance libérée (à dr.)

L’incendie se propage d’abord vers la cellule 4 qui jouxte le hall de répartition et continue vers les cellules adjacentes (cf. Figure 80). La propagation de l’autre côté vers les cellules 5 et 6 est plus tardive vers 45 min comme on peut l’observer sur les courbes de températures de la Figure 80. Le Tableau 11 récapitule les différents instants de propagation au niveau des cellules.

Dégagement de chaleur à 35 min

0

200

400

600

800

1000

1200

0 10 20 30 40 50 60

Hall de répartition

Plenum ‐ Cellule 4

Plenum ‐ Cellules 5 et 6

T [°C]

t [min]

Dégagement de chaleur à 50 min

Figure 80 : Dégagement de chaleur et évolution de la température en différents points

Début d’effondrement du faux-plafond du hall de répartition 15 min Propagation au niveau de la cellule 4 27 min Propagation au niveau de la cellule 3 30 min Propagation au niveau de la cellule 2 34 min Propagation au niveau de la cellule 1 37 min Propagation au niveau des cellules 5 et 6 45 min

Tableau 11 : instants de propagation

3.5.4.3. Simulation du comportement structurel du scénario 2

Seule la partie principale du bâtiment de forme rectangulaire avec une structure métallique externe au bâtiment avec une façade en bardage en tôle d’acier (cf. Figure 64) a été modélisée à l’aide du code de calcul ANSYS, comme illustré sur la Figure 81. En effet, les dommages causés par l’incendie sur l’entrepôt sont localisés dans cette partie, la partie secondaire qui abrite le quai de chargement n’a pas souffert lors de l’incendie. L’analyse du comportement au feu de la structure est effectuée selon le scénario n°2 du départ de feu. L’élément BEAM189 poutre-poteau en 3D avec non-linéarités matérielle et géométrique est utilisé pour modéliser la charpente métallique. Par ailleurs, le chargement mécanique dû au poids propre des structures de couverture, de la couverture et du faux-plafond suspendu sont pris en compte dans le modèle mécanique. La simulation du comportement structural se déroule en deux phases, lors de la première la température des éléments de structure est évaluée. Dans la seconde, le comportement mécanique est déterminé.

_____________________________________________________________________________________________________ 87/187

Figure 81: Structure modélisée pour le scénario d’incendie impliqué

A partir des flux thermiques calculés par le modèle FDS, l’échauffement des éléments structuraux soumis aux flux thermiques est déterminé jusqu’à 30 (étape 1) puis 60 minutes (étape 2) après le début de l’incendie avec le modèle de calcul ANSYS. Ce dernier permet d’établir le champ de température dans chacun des éléments de structure soumis à l’échauffement. Etape 1 du scénario 2 Les champs de température des éléments du hall de répartition sont présentés sur la Figure 82 aux instants suivants : 25 et 30 min. Suite à l’effondrement du faux-plafond à partir de 16 min, les pannes s’échauffent fortement (jusqu’à 1000°C). La partie inférieure des deux poteaux internes, située dans la cellule 4, n’est pas échauffée à cet instant car la cellule 4 est alors encore intacte. Les éléments ne sont donc soumis à aucune action thermique tant que le feu ne s’est pas propagé du hall de répartition vers le plenum dans le cas d’un départ de feu sur les transpalettes ce qui exclu une propagation par déformation de la structure.

Figure 82 : Echauffement des éléments du hall de répartition à 25 min (à g.) et 30 min (à dr.) après le début de l’incendie

Hall de répartition Hall de répartition

_____________________________________________________________________________________________________ 88/187

Etape 2 du scénario 2 Les évolutions de la température à différents instants des éléments structuraux sont illustrées sur la Figure 83. On constate un échauffement d’abord au niveau du hall de répartition puis dans les différentes cellules alors que pour la structure extérieure aucun échauffement notable n’apparaît.

Instant : 30 min Instant : 35 min

Instant : 40 min

Instant : 50 min

Figure 83: Evolution de la température à différents instants En effet, la température obtenue sur les poteaux de rive est faible (inférieure à 50°C) ceux-ci étant à l'extérieur de l'entrepôt, derrière le bardage qui s’échauffe peu (cf. Figure 84).

Figure 84 : Echauffement de la paroi extérieure à 30 min après le début de l’incendie

_____________________________________________________________________________________________________ 89/187

La courbe d'évolution de la température sur le poteau de rive extérieur (voir la Figure 85) dans sa partie supérieure indique un échauffement à partir de 20 minutes pour atteindre une température moyenne de 330 °C environ à 32 minutes après le début de l'incendie. En revanche, le poteau interne s’échauffe à plus de 900°C entre le faux-plafond et la toiture (voir la Figure 85).

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Température [°C]

Temps [min]

Poteau interne

Poteau externe

Figure 85: Evolution de la température à différents emplacements pour un poteau interne et pour un

poteau externe au niveau du hall de répartition et de la cellule 4

3.5.4.4. Vérification de la stabilité mécanique

Hypothèses du calcul mécanique Les lois de comportements utilisées pour l'acier, ainsi que les coefficients de dilatation thermique et de réduction des propriétés mécaniques de l'acier en fonction de la température sont issues de l’EN 1993-1-2. Les lois de comportements utilisées sont par ailleurs précisées dans la Figure 86.

1.25

00

0.2

0.4

0.6

1.0

0.8

2 4 15 20

900 °C800 °C700 °C

600 °C

500 °C

400 °C350 °C

100, 200, 300 °C

100 200300400

a

a

yf (20 °C)

[%]

yf (20 °C) : limite d'élasticité à 20 °Ca : contrainte de l'acier à chaud

Figure 86: Lois de comportement de l’acier à températures élevées

_____________________________________________________________________________________________________ 90/187

Tous les éléments de la charpente métallique sont supposés être réalisés avec un acier de nuance S235. Les caractéristiques mécaniques de l'acier à température ambiante sont ainsi les suivantes : limite d'élasticité : 235 MPa ; module élasticité : 210000 MPa. Conditions aux limites et charges appliquées Le chargement mécanique tient compte du poids propre de la charpente métallique. La couverture en bacs acier avec une étanchéité multicouche et des retombées de couverture en bardage d'un poids propre de 25 daN/m² est appliquée en tant que force linéique le long des pannes. Ces dernières sont soumises en plus à une charge de 15 daN/m² pour le faux-plafond. Les charges ponctuelles éventuelles sont également comprises dans les charges linéiques. Lors de l’intervention, aucune condition météorologique particulière n’a été relevée, la structure n’est pas soumise à l’effet des charges climatiques (neige ou vent) dans la modélisation. Quant aux conditions d'appui, les poteaux sont supposés articulés en pied (Figure 87).

Figure 87 : Conditions aux limites au pied et à la tête des poteaux

Résultats du calcul mécanique La simulation numérique est menée jusqu’à 30 (étape 1) puis 60 minutes (étape 2) après le début de l’incendie. Etape 1 du scénario 2 La Figure 88 permet de donner des indications concernant les états de déformation successifs de la structure modélisée soumise à l’incendie. Durant cette phase de grande déformation, on constate un effondrement total de la toiture du hall de répartition entre 25 et 30 minutes de l’incendie.

_____________________________________________________________________________________________________ 91/187

t = 20 min. de l’incendie


Figure 88 : Etats de déformation successifs de la structure pendant 30 minutes de simulation

La déformée de la structure obtenue dans l’analyse numérique à 30 minutes est illustrée dans la Figure 89.

Figure 89 : Déformée de la structure modélisée à 30 minutes de l’incendie

En s’appuyant sur les constatations visuelles après l’incendie, on conclut que l’effondrement apparent de la structure métallique s’est initié avec un effondrement de la toiture du hall de répartition (voir Figure 90).

_____________________________________________________________________________________________________ 92/187

Cellule 5

Cellule 6 Hall de répartition

Figure 90 : Déformée du hall de répartition (à g.) et vue de la toiture après le sinistre (à dr.)

Etape 2 du scénario 2 La Figure 91 permet de donner des indications concernant les états de déformation successifs de la structure modélisée soumise à l’incendie. Durant cette phase de grande déformation, on constate un effondrement de la toiture du hall de répartition à partir de 25 minutes avec une accélération entre 30 et 35 minutes de l’incendie. Cependant, la déformée de la structure modélisée à 60 minutes, bien au-delà de l’effondrement de la toiture du hall de répartition, montre que la charpente métallique n'a subi pratiquement aucun mouvement supplémentaire ensuite.




Figure 91 : Etats de déformation successifs de la structure pendant 60 minutes de simulation

_____________________________________________________________________________________________________ 93/187

La déformée de la structure obtenue dans l’analyse numérique à 60 minutes est illustrée dans la Figure 92. Une flèche maximale de la charpente métallique de 950 mm environ est atteinte au niveau du hall de répartition à 35 minutes de l’incendie. De même, on observe un déplacement assez important à 60 minutes de l’incendie illustrant le fait que certains éléments de la charpente touchent pratiquement le sol et représentent alors des pannes effondrées.

Figure 92 : Déformée de la structure modélisée à 60 minutes de l’incendie

Les résultats du calcul de la flèche et de la température de la panne la plus déformée au niveau de la toiture du hall de répartition sont montrés dans la Figure 33. On constate ainsi que la flèche de la toiture augmente soudainement à 32 minutes, représentant une ruine en flexion de la panne. Puis, le déplacement de la toiture se stabilise à 3600 mm de flèche environ en raison d'un comportement en chaînette ce qui corrobore les constatations visuelles.

_____________________________________________________________________________________________________ 94/187

Figure 93 : Evolution du déplacement et de la température de la panne la plus déformée du hall de répartition en fonction du temps

D’après les dommages constatés sur le terrain, les zones les plus sinistrées sont le hall de répartition et la cellule 4 (§ 3.5.4.1). Cette constatation peut ainsi être interprétée au travers du fléchissement important obtenus dans l’analyse numérique au niveau de la toiture de la cellule 4 (voir Figure 93). La Figure 35 montre l’évolution de la flèche, ainsi que celles de la température de la panne la plus déformée au niveau de la toiture de la cellule 4 soumise à l’incendie. On constate également que la flèche de la toiture augmente soudainement vers 34 minutes, représentant une ruine en flexion de la panne. Puis, le déplacement de la toiture se stabilise à 940 mm de flèche environ en raison d'un comportement en chaînette.

Figure 94 : Déformée de la cellule 4 à 60 minutes de l’incendie (à g.) et vue de la toiture après le sinistre (à dr.)

_____________________________________________________________________________________________________ 95/187

Figure 95 : Evolution du déplacement et de la température de la panne la plus déformée de la cellule 4 en fonction du temps

Les figures suivantes résument les résultats obtenus dans l’analyse numérique effectuée au niveau des autres cellules dont les dommages causés par l’incendie sur ces cellules et leur stockage se sont relevés moins importants selon les constatations in-situ. Sont présentés, d’une part leur état de déformation après 60 minutes après le début de l’incendie et d’autre part l’état de dégradation in-situ des cellules. On peut en conclure que la simulation du comportement structural est compatible avec les constatations faites in-situ.

Cellule 5

Cellule 6

Figure 96 : Déformée des cellules 5 et 6 à 60 minutes de l’incendie (à g.) et vue de la toiture après le sinistre (à dr.)

_____________________________________________________________________________________________________ 96/187

Cellule 1

Cellule 2

Cellule 3

Figure 97 : Déformée des cellules 1,2 et 3 à 60 minutes de l’incendie (à g.) et vue de la toiture après le sinistre (à dr.)


Dans cette étude, un sinistre d’entrepôt frigorifique a été reconstitué. L’incertitude relative qui existait sur le départ de feu a pu être levée après simulation de ces scénarios. Ainsi, il a une forte probabilité que le départ de feu se trouvait dans le hall de répartition et non dans le plenum. La propagation de l’incendie s’est ensuite faite par le plénum situé au-dessus des faux-plafond en raison de leur chute. Par ailleurs, une nouvelle procédure de calcul fondée sur un couplage des calculs d’incendie entre les parties combustion et structure a abouti à la reconstitution suffisamment précise du sinistre notamment pour les déformations constatées in-situ après l’incendie. Elle passe par des calculs itératifs afin de prendre en compte les effets du feu sur la structure (déformation) et réciproquement, les changements dans les conditions aérauliques (ventilation, connexion entre différents volumes) induits par l’effondrement de certaines parties de la couverture supportée par la structure. Les résultats pourraient être légèrement affinés en considérant un troisième couplage afin de prendre en compte l’effondrement légèrement plus lent à l’issue du second calcul mécanique de l’étape 2 mais le gain par rapport au temps de calcul est négligeable. Les conclusions concernant l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour le cas de ce sinistre sont les suivantes :

- Plusieurs scénarios ont été identifiés, et l’un d’eux a été retenu pour la reconstitution après analyse des dommages observés sur site et des potentiels calorifiques présents. Il aurait également été choisi comme scénario d’incendie d’étude, puisque le hall de répartition est la seule cellule à comporter des équipements conséquents pouvant constituer des sources d’inflammation.

- En toute rigueur, la méthodologie aurait conduit à sélectionner au moins un scénario

supplémentaire dans les autres cellules (les racks étant plus proches entre eux que dans le hall), avec comme source de chaleur un évaporateur. Cependant il est apparu difficile de modéliser une propagation du feu le long des racks, compte-tenu du manque de données sur le comportement au feu d’un stockage de fruits.

_____________________________________________________________________________________________________ 97/187

3.6. SINISTRE F29 (PARC DE STATIONNEMENT SOUTERRAIN)


Le vendredi 30 octobre 2009 à 1h59 la BSPP est appelée pour un incendie dans un parking souterrain de bâtiments d’habitation R+18. L’incendie a débuté au niveau R-3 du parking et s’est propagé aux 2 niveaux supérieurs dans les 24 heures qui ont suivies. Dans cet incendie, une quarantaine de véhicule ont brulé mais aucune victime n’est à déplorer.


La reconstitution de ce sinistre vise trois objectifs. Ils sont cités ci-dessous par ordre de priorité. L’objectif principal de la reconstitution consiste à déterminer quels ont été les mécanismes prépondérants dans la propagation de l’incendie d’un niveau à l’autre. Après investigation sur sinistre, trois hypothèses sont avancées pour expliquer la propagation de l’incendie d’un niveau vers l’autre :

1- l’incendie s’est propagé uniquement par le joint de dilatation ; 2- l’incendie s’est propagé uniquement par conduction de chaleur à travers la dalle ; 3- l’incendie s’est propagé par le joint de dilation et par conduction à travers la dalle.

Il s’agira de vérifier laquelle de ses trois hypothèses est la plus probable. Un doute subsiste également quant à la zone de départ du feu. L’objectif est donc de déterminer quelle est la zone de départ de feu la plus plausible entre les trois hypothèses qui suivent :

1- départ du feu dans la zone H1 (cf. Figure 98) ; 2- départ du feu dans la zone H2 (cf. Figure 98) ; 3- départ du feu simultanément dans les zones H1 et H2.

Enfin, dans la mesure où un certains nombre de conduits de ventilation étaient en partie ou totalement bouchés par des éléments stockés devant les bouches, le dernier objectif consiste à :

1- étudier l’influence des conditions de ventilation sur le déroulement de l’incendie ; 2- déterminer si ces conditions dans le cadre d’un fonctionnement normal auraient été plus

favorables à l’intervention des services de secours en termes de conditions thermiques ou visibilité.



La Figure 98 présente les schémas des 3 niveaux du parking sous-terrain. Les voitures et motos qui ont été impliqués dans l’incendie et détruits sont en gris. L’incendie est resté localisé à chaque niveau du parking sur 2 rangées de boxes. Au niveau R-3, 3 boxes de plus ont été impliqués, ceux situées dans la zone H1. Le reste du parc de stationnement n’a subi que des dommages dus aux fumées. Les niveaux R-3 et R-2 sont divisés en 2 sections séparées en cas d’incendie par des portes coupe-feu (en vert sur la Figure 98). Le niveau R-1 n’est pas sectionné.

_____________________________________________________________________________________________________ 98/187

Figure 98 : Schémas du parking (Source : BSPP/ Groupe Investigation / VDR)

Le joint de dilation entre les dalles du parc de stationnement est mis en cause dans la propagation de l’incendie du niveau R-3 jusqu’au niveau R-1. Celui-ci avait une largeur de 3 cm et était en polystyrène. Comme le montre la Figure 99 ci-dessous, le joint de dilatation était positionné entre les 2 travées de boxes. Cette position est la même à chaque niveau.

_____________________________________________________________________________________________________ 99/187

Figure 99 : Position du joint de dilatation au niveau des dalles (source BSPP/ Groupe Investigation) La séparation physique entre des boxes contigus est assurée par une grille alors que leur fermeture est assurée par une tôle métallique (cf. Photo 19). Deux types de systèmes de fermeture de portes permettaient de fermer ces boxes : - Le système de porte coulissante sur le coté (Photo 19) ; - Le système de porte coulissante sous plafond (Photo 20). Dans la zone sinistrée, la majeure partie des boxes étaient équipés d’un système de portes coulissantes latérales. Quelque soit le système de fermeture, il existait un interstice qui permettait à l’air de passer au-dessus des portes. De nombreux boxes servaient de zone stockage pour les habitants des immeubles rattachés au parc de stationnement. La Photo 20 présente un exemple de l’utilisation de boxe tel que rencontrée sur ce site (photo prise en zone non impactée par le sinistre). En-dehors des boxes utilisés pour le stockage, les boxes contenaient des véhicules (automobiles, motos, scooters…). D’autres étaient totalement vides.

Photo 19 : Configuration des boxes (photo BSPP/ Groupe Investigation)

Photo 20 : Porte basculante sous plafond (photo BSPP/ Groupe Investigation)

Joint de dilatation

_____________________________________________________________________________________________________ 100/187


L’incendie a débuté au niveau R-3 du parking et s’est propagé aux 2 niveaux supérieurs dans les 24 heures qui ont suivies. A partir des éléments recueillis sur les lieux du sinistre, auprès du groupe investigation de la BSPP et après une sélection des événements relatifs à l’activité de l’incendie, la chronologie présentée dans le tableau ci-dessous a pu être établie :

Heure Evénement

1h59 Appel des services de secours

3h30 Mise en place d’un VGD1 (Ventilateur Grand Débit) en sortie de rampe

~ 7h00 Mise en place d’un second VGD en sortie de rampe

7h45 Mise en place de ventilateur VHA2 (Ventilateur Hydraulique Anti-déflagrant) dans la gaine de ventilation haute

~ 10h12 Envoi de la mousse dans le parking

13h30 Constat de propagation de l’incendie au niveau R-2

~ 02h00 Constat de propagation de l’incendie au niveau R-1

Tableau 12 : Eléments de chronologie du sinistre (Source BSPP)

3.6.3.3. Ventilation

La ventilation du parc de stationnement est une ventilation naturelle. Sur les schémas de la Figure 98, les ventilations basses sont indiquées en bleu et les ventilations hautes en rouge. Plusieurs bouches situées en parties basses dans les boxes étaient obstruées. En effet, devant les grilles de ventilation était stocké tout type d’objet réduisant ainsi fortement leur efficacité. Le Tableau 13 donne les dimensions des bouches de ventilations sur chaque niveau ainsi qu’une estimation du pourcentage de la surface bouchée. La ventilation haute proche de la zone de départ supposée H1 était située derrière la cage d’escaliers et communiquait avec tous les niveaux avant de déboucher à l’air libre. Les conditions aérauliques durant l’incendie sont également influencées par la mise en place de ventilateurs d’extraction lors de l’intervention des sapeurs-pompiers. D’après la chronologie (cf. Tableau 12), un VGD a été placé aux environs de 3h30 à la sortie du parc de stationnement. Un second aux alentours de 7h00. Il est possible de situer leur emplacement par rapport au plan du parc de stationnement du niveau R-1 sur la Figure 98. Les VHA ont été placés en sortie de gaine de ventilation haute aux environ de 7h45. Les débits de ces ventilateurs sont indiqués dans le Tableau 12 de la chronologie.

1 Débit maximal de 70 000 m3/h 2 Débit maximal de 20 000 m3/h

_____________________________________________________________________________________________________ 101/187

Numérotation sur la figure 1

Dimension de la bouche de ventilation

Pourcentage de la grille

bouchée (%)

R-3 1 84 cm x 113 cm 0 2 144 cm x 44 cm 75 3 2,40 m x 1,00 m 0

R-2 1’ 84 cm x 113 cm 0 2’ 144 cm x 44 cm 75 3’ 2,40 m x 1,00 m 0

R-1

1’’ 84 cm x 113 cm 0 2’’ 144 cm x 44 cm 75 3’’ 2,40 m x 1,00 m 0 4’’ 144 cm x 44 cm 75 5’’ 195 cm x 95 cm 0

Tableau 13 : Pourcentage de la surface de ventilation obstruée


Sur la base des observations faites sur site, une estimation du combustible présent au niveau de chaque boxe a pu être faite. Des charges calorifiques correspondantes sont ensuite proposées ci-dessous.

Véhicule léger de type berline : 9500 MJ. Cette valeur est tirée des essais réalisés par le CTICM sur les incendies de véhicules dans les parkings [7], et correspond à l’énergie libérée pour la combustion d’un véhicule de catégorie 3 de type 406, Laguna, Xantia ou encore Passat. Comme le montre le tableau ci-dessous, les 9500 MJ choisis pour l’estimation de l’énergie libérée par la combustion d’un véhicule est une énergie moyenne des véhicules en circulation et présents dans le parking.

Tableau 14 : Pouvoir calorifique pour 5 catégories de véhicule

Véhicule 2 roues : 530 MJ. Cette valeur est issue d’essais effectués sur plusieurs types de scooters [8]. Dans l’étude de cet incendie, on estime que cette valeur est la même pour tous les types de véhicules 2 roues (motos et scooters). Pneus : un pneumatique automobile est constitué principalement de « styrene butadiene rubber » (SBR) qui est un élastomère synthétique développé en remplacement du caoutchouc naturel. Le laboratoire suédois SP a réalisé en 2005 une série de tests de feux de pneumatiques à échelle moyenne3 dans le but de caractériser la production d’espèces en conditions de combustion libre [9]. Sur un pneumatique d’automobile de 9 kg il y a environ 7.35 kg de SBR, le reste étant de l’acier, ce qui fait une énergie de combustion d’environ 300 MJ par pneu. Stockage divers : il est difficile de savoir précisément quelle quantité de combustible a pu alimenter l’incendie dans les boxes de la zone la plus sinistrée dans la mesure où une bonne partie de la charge a été consumée. Toutefois sur la base des éléments restant et à partir du stockage réalisé dans les boxes qui sont intacts, une valeur moyenne est estimée. Comme le montre la Photo 20, la charge combustible au niveau des boxes pouvait être très importante. On estime alors que la charge combustible dans les boxes utilisés pour du stockage était équivalente à la charge combustible 3 Piles de 32 pneumatiques d’automobile

_____________________________________________________________________________________________________ 102/187

présente dans des bureaux. La valeur prise pour l’estimation est celle donnée par les Eurocodes [10], soit une valeur de 450 MJ/m² ce qui fait un total de 4500 MJ pour des boxes ayant des surfaces moyennes de 10 m².



Comme précisé dans le chapitre des objectifs visés par la reconstitution de ce sinistre, trois hypothèses de départs de feu sont envisagées et doivent être départagées. L’origine de l’incendie est inconnue même si elle est supposée criminelle, le fait de vérifier l’une de ces hypothèses pourra apporter plus d’argument en faveur ou non.


Pour cette reconstitution, on utilise le code FDS (version 5.4). Le domaine de modélisation couvre la quasi-totalité du parking, excepté les zones situées derrière les portes coupe-feu aux niveaux R-3 et R-2 (Figure 100). Les éléments modélisés sont les suivants :

- La structure du parking, entièrement en béton ; - Les tôles métalliques fermant les boxes ; - Toutes les ventilations (ventilation naturelle du parking et ventilateurs d’extraction mis en

place par les sapeurs-pompiers lors du sinistre) ; - Les matériaux combustibles présents dans chaque boxe, à savoir les véhicules brûlés (en

rouge sur les Figure 100 et Figure 101), les véhicules qui n’ont pas brûlés (en bleu), le stockage divers (en marron) et des pneus (en noir) ;

- Le joint en polystyrène (cf. Figure 101).


_____________________________________________________________________________________________________ 103/187

Figure 101 : Modélisation des boxes

Les mailles discrétisant l'ensemble du domaine modélisé (environ 320 000) sont cubiques et d’arête 40 cm, excepté au niveau du joint de chaque niveau, où le maillage est de 20 cm. Certaines dimensions du parking ont été arrondies pour se conformer à ce maillage. Chaque simulation a concerné une durée d'incendie d’environ 15h. Le temps nécessaire pour chacune de ces simulations (avec une station de travail HP XW6600 E5430, 2.66 GHz) a été de 3 semaines, en utilisant un calcul parallèle sur 5 processeurs. Les hypothèses utilisées pour le calcul sont les suivantes :

- Des ouvertures ont été placées au niveau des tôles qui ferment les boxes (Figure 101), le système de fermeture n’étant pas totalement hermétique ;

- Il a été supposé qu’un des boxes était ouvert à chaque niveau (Figure 101) ;

- Les murs et les dalles sont modélisés par du béton avec des propriétés thermiques

(conductivité et chaleur spécifique) variables en fonction de la température, d’après les valeurs de l’Eurocode 2 partie 1-2 [11] ;

- Bien que l’écartement entre les dalles au niveau des joints dans la simulation est très

supérieur à celui réellement existant (20 cm au lieu de 3 cm), des obstacles ont été placés tout le long en partie supérieure du joint afin d’obtenir une surface de passage pour les gaz entre 2 niveaux équivalente. Cette simplification a fait l’objet d’un calage approfondi détaillé au § 3.6.4.3 ;

- L’envoi de la mousse dans le parking par les sapeurs-pompiers n’est pas pris en compte dans

les simulations ;

- Des éléments de stockage ont été ajoutés aux niveaux R-2 et R-1 au fond des boxes à proximité du joint d’étanchéité, car il a été constaté après le sinistre que de nombreux objets divers, combustibles, étaient stockés à cet endroit ;

- Au début de la simulation, une source de chaleur est positionnée en face d’un ou plusieurs

véhicules pendant 5 secondes, de manière à enflammer les premiers combustibles ; ensuite, la propagation du feu se fait de maille en maille dès que le critère de température est atteint (cf. § 3.6.4.3).

3.6.4.3. Modélisation du joint en polystyrène

Pour modéliser le joint d’étanchéité entre les dalles du parking, deux principales difficultés sont à résoudre :

_____________________________________________________________________________________________________ 104/187

- Compte-tenu du domaine important et de la durée d’incendie à simuler, il n’est pas possible

d’utiliser un maillage suffisamment fin pour modéliser le joint directement, celui-ci ayant une épaisseur de 3 cm.

- La combustion du polystyrène est difficile à modéliser avec les outils actuels, celui-ci ayant

tendance, sous l’effet de la chaleur, à fondre et/ou à produire des gouttelettes enflammées. Des simulations successives avec des échantillons de polystyrène de taille différentes ont donc été réalisées, en ajustant à chaque étape les caractéristiques du polystyrène. Ces étapes sont présentées ci-dessous. On utilise tout d’abord les résultats d’un essai au SBI [12] concernant des dalles de polystyrène expansé, d’épaisseur 80 mm et de densité 16 kg/m3. La simulation de cet essai a été effectuée avec des mailles cubiques d’arête 5 cm (Figure 102).

t = 0

t = 5 sec. t = 30 sec.

t = 75 sec.

t = 95 sec. t = 180 sec.

Figure 102 : Simulation d’un essai au SBI, visualisation du dégagement de chaleur (> 250 kW/m3)

Les principaux résultats obtenus lors de l’essai sont les suivants :

- entre 0 et 15 secondes après l’allumage : le polystyrène fond - t = 15 secondes : inflammation du polystyrène - entre 90 et 100 secondes : le polystyrène a disparu de la partie droite de l’éprouvette - 180 secondes : le polystyrène a totalement disparu de l’éprouvette - entre 180 et 900 secondes : feu de nappe au pied de l’éprouvette

_____________________________________________________________________________________________________ 105/187

La courbe de dégagement de chaleur est également disponible. Cependant, celle-ci résulte principalement de la combustion du polystyrène lorsqu’il est en phase liquide, ce qui n’est pas modélisable ici. Les seuls résultats utilisés pour valider la simulation sont les temps pour lesquels le polystyrène a disparu de la partie droite de l’éprouvette, puis de la partie gauche. C’est une modélisation limitée, mais qui est suffisante en vue de la simulation du sinistre, car :

- on peut supposer que sous l’action du feu le polystyrène, situé entre les dalles, va rapidement fondre et tomber au sol pour ensuite brûler ;

- l’énergie totale dégagée par le polystyrène est largement négligeable devant celle dégagée par les foyers combustibles dans les boxes ;

- et surtout la principale donnée nécessaire pour la reconstitution du sinistre est le temps pour lequel il n’y aura plus de polystyrène entre les dalles, laissant les fumées se propager au niveau supérieur.

La combustion du polystyrène a été simulée simplement en imposant un débit calorifique à la surface du matériau, dès lors que la température en surface atteint la température d’inflammation. Avec les valeurs indiquées dans le Tableau 15, il est possible de retrouver le comportement obtenu lors de l’essai (cf. Figure 102), à savoir que le polystyrène a disparu de la partie droite de l’éprouvette au bout de 95 secondes et de la partie au gauche au bout de 180 secondes. Les valeurs du débit calorifique, de la densité et de la température d’inflammation sont volontairement basses pour simuler l’effet de fonte du polystyrène (il disparaît progressivement à partir d’une température basse sans dégager beaucoup de chaleur).

Conductivité thermique (W/m/K)

0.042

Chaleur spécifique (J/kg/K)

1500

Densité (kg/m3)

1.25

Température d’inflammation (°C)

150

Débit calorifique surfacique (kW/m²)

55

Tableau 15 : Paramètres utilisés dans FDS pour simuler le polystyrène

L’étape suivante consiste à modéliser le comportement du joint en polystyrène entre les dalles, en passant d’un maillage de 3 cm à un maillage de 20 cm, ce qui correspond au maillage utilisé pour la reconstitution du sinistre. On simule un volume de 3 x 5 x 5 m3, dans lequel la configuration existante dans le parking est reproduite (Figure 103) : deux dalles d’épaisseur 16 cm, situées à 2.4 m du sol, séparées par un joint en polystyrène d’épaisseur 3 cm. Un foyer dégageant 2 MW en permanence est placé sous les dalles, à proximité du joint. Le cas est simulé dans un premier temps avec un maillage de 3 cm. Les paramètres obtenus à l’étape 1 pour le polystyrène sont utilisés dans cette simulation. On peut voir sur les images de la Figure 103 qu’il faut environ 150 secondes pour que le polystyrène ait disparu entre les dalles.

_____________________________________________________________________________________________________ 106/187

t = 90 sec.

t = 120 sec.

t = 150 sec.

t = 360 sec.

Figure 103 : Modélisation du joint d’épaisseur 3 cm entre les dalles du parking avec une source de chaleur en dessous du joint (maillage de 3 cm)

Des capteurs numériques ont été placés dans le domaine (emplacements visibles sur la 1ère image de la figure 1.2) afin de mesurer les grandeurs suivantes en fonction du temps :

- flux thermique incident (capteur C1) - température (C2) - distance de visibilité (C3)

Les résultats sont présentés sur la Figure 104. Dans un deuxième temps, on modélise ce même cas, avec cette fois-ci un maillage de 20 cm (Figure 105). Les caractéristiques du polystyrène sont toujours identiques, par contre celui-ci a maintenant une épaisseur de 20 cm, et la densité est ajustée pour avoir une masse de combustible identique au cas précédent (0.1875 au lieu de 1.25 kg/m3). La surface de passage entre les dalles étant plus grande, il est logique de constater sur la Figure 104 que la température en couche chaude au niveau supérieur se stabilise à 110°C au lieu de 60°C, que le flux incident mesuré soit plus important, et que les fumées soit plus denses. On note également un décalage temporel par rapport au cas précédent, le polystyrène disparaissant au bout de 45 secondes au lieu de 150, alors que sa masse a été ajustée (cette différence s’explique par le fait que pour le maillage de 3 cm, le polystyrène était réparti en hauteur sur 6 mailles, alors que dans le 2ème cas avec un maillage de 20 cm il n’est modélisé que par une seule maille en hauteur).

_____________________________________________________________________________________________________ 107/187

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0 50 100 150 200 250 300

t (s)

Flu

x (k

W/m

²)

Maillage 3 cm Maillage 20 cm Maillage 20 cm ajusté

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 50 100 150 200 250 300

t (s)

Tem

pér

atu

re (

°C)


0

5

10

15

20

25

30

35

0 50 100 150 200 250 300

t (s)

Dis

tan

ce d

e vi

sib

ilité

(m

)


Figure 104 : Evolutions du flux, de la température et de la distance de visibilité dans le domaine de simulation avec des maillages différents

_____________________________________________________________________________________________________ 108/187

On modélise donc un troisième cas de manière à obtenir des évolutions des différentes grandeurs qui soient à peu près équivalentes à celles obtenues avec un maillage de 3 cm. Cela est obtenu en ajustant la densité du polystyrène (on retient au final une valeur de 1.1 kg/m3), d’une part, et en bouchant une partie de l’espace entre les dalles au-dessus du polystyrène (cf. Figure 105), de manière à avoir une surface de passage équivalente à celle réellement existant (obturation de 85 %). Les résultats (Figure 104) montrent que cette méthode permet bien, avec un maillage de 20 cm, de reproduire de manière équivalente le passage des fumées et gaz chauds entre chaque niveau.

Maillage 20 cm

Maillage 20 cm « ajusté »

Figure 105 : Modélisation du joint entre les dalles du parking avec un source de chaleur en dessous du joint (maillage de 20 cm)

3.6.4.4. Modélisation des éléments combustibles

Les différents foyers combustibles présents dans le parking sont les voitures, les motos et le stockage divers (y compris la pile de pneus présents dans un des boxes). La démarche utilisée pour simuler le développement du feu consiste à imposer un débit calorifique constant à chaque surface solide d’un matériau combustible, dès lors qu’une température d’inflammation est atteinte. Au début de chaque simulation, une source de chaleur est positionnée en face d’un des foyers pendant 5 secondes, de manière à enflammer les premières mailles combustibles ; ensuite, la propagation du feu se fait de maille en maille dès que le critère de température est atteint. Afin d'ajuster les caractéristiques en termes de :

- température d’inflammation,

- dégagement de chaleur surfacique, les résultats de plusieurs essais expérimentaux ont été utilisés. Des reconstitutions numériques de ces essais ont permis de définir les paramètres recherchés. Modélisation des voitures Des simulations de feu impliquant une voiture d’une part, puis deux voitures d’autre part ont été réalisées. Chaque voiture est modélisée simplement par un parallélépipède (Figure 106) constitué intégralement de « styrene butadiene rubber » (SBR, matériau constituant les pneus) pour simplifier la modélisation. Compte-tenu de la démarche utilisée, il n’est pas nécessaire de caractériser précisément chaque matériau combustible présent dans les voitures car on va chercher uniquement à

_____________________________________________________________________________________________________ 109/187

se caler sur la courbe de débit calorifique globale du véhicule. De plus, le logiciel utilisé pour la simulation numérique ne permet d’effectuer qu’une seule réaction de combustion en phase gazeuse. Les courbes de débit calorifique utilisées comme référence sont celles obtenues lors d’essais réalisés au CTICM sous hotte calorimétrique [13]. Comme on peut le voir (Figure 107), avec un dégagement de chaleur surfacique de 800 kW/m² et une température d’inflammation de 200°C, il est possible de reproduire de manière satisfaisante l’évolution du débit calorifique en fonction du temps, que l’on soit dans le cas d’une voiture ou de deux voitures.

t = 0

t = 30 min

Figure 106 : Simulation d’un incendie impliquant 2 voitures, visualisation du dégagement de chaleur (> 250 kW/m3)

0

2

4

6

8

10

0 20 40 60 80

t (min)

P (

MW

)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 20 40 60 80

t (min)

P (

MW

)

1 voiture

2 voitures

Figure 107 : Courbes de débit calorifique, comparaison entre les résultats expérimentaux (─) et ceux issus de la simulation numérique (─), pour 1 et 2 voitures

Modélisation des motos De même que pour les voitures, on modélise les motos par des parallélépipèdes constitué intégralement de SBR. Les courbes de débit calorifique utilisées comme référence sont celles obtenues lors d’essais réalisés sur des scooters, toujours sous hotte calorimétrique [8]. Comme on peut le voir (Figure 108), en gardant les mêmes caractéristiques que pour les voitures, à savoir un dégagement de chaleur surfacique de 800 kW/m² et une température d’inflammation de 200°C, les évolutions du débit calorifique en fonction du temps, pour une ou trois motos, sont assez bien reproduites.

_____________________________________________________________________________________________________ 110/187

0

0.5

1

1.5

2

0 5 10 15 20

t (min)

P (

MW

)

0

1

2

3

4

5

6

0 5 10 15 20

t (min)

P (

MW

)

1 moto

3 motos

Figure 108 : Courbes de débit calorifique, comparaison entre les résultats expérimentaux (─) et ceux issus de la simulation numérique (─), pour 1 et 3 motos

Autres foyers combustibles Compte-tenu des résultats obtenus avec les véhicules, pour les autres foyers combustibles (stockage divers et pneus), les valeurs obtenues précédemment ont été utilisées (dégagement de chaleur surfacique de 800 kW/m² et température d’inflammation de 200°C), en ajustant la densité des matériaux de façon à obtenir les charges calorifiques indiquées au § 3.6.3.4. Pour les éléments de stockage qui ont été ajoutés aux niveaux R-2 et R-1 au fond des boxes à proximité du joint d’étanchéité, la température d’inflammation a été augmentée à 240°C car des tests préliminaires ont montré qu’une température de 200°C conduisait à une propagation trop rapide entre les niveaux du parking. Extinction par défaut d’oxygène La ventilation dans le parking a eu une influence prépondérante sur le déroulement de l’incendie, d’autant plus que la majorité des boxes étaient fermés par une tôle métallique, limitant fortement l’apport d’air au niveau des foyers combustibles. Il s’avère donc nécessaire de corréler le dégagement de chaleur surfacique obtenu précédemment (en environnement bien ventilé) par la concentration en oxygène dans le parking. Cette concentration en oxygène est moyennée sur un volume de contrôle qui est :

- soit le volume central, à chaque niveau, délimité par les tôles des boxes, si l’élément combustible concerné est situé dans cette partie (Figure 109)

- soit un volume entourant le foyer concerné dans les autres cas

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Figure 109 : Position du volume de contrôle de la concentration en oxygène moyenne pour les éléments combustibles situés dans les boxes centraux

Le dégagement de chaleur surfacique est ainsi multiplié par un coefficient α qui dépend de la fraction molaire d’oxygène YO2 de la manière suivante :

- α = 0 si YO2 < 0.14

- α = (YO2 – 0.14)*100 si YO2 est compris entre 0.14 et 0.15

- α = 1 si YO2 > 0.15 Ces valeurs ont été validées en simulant un essai d’incendie impliquant 4 véhicules dans un local très peu ventilé, réalisé au CTICM [7]. Les dimensions de ce parc à voitures fermé sont de 15 m de long, 10 m de large, et 2.4 m de hauteur. Deux trous de 1 m de diamètre sont situés dans l’une des parois latérales, derrière lesquels sont positionnés, à 50 cm, des ventilateurs envoyant de l’air frais dans le local. Au niveau du plafond, des petites ouvertures sont créées pour l’évacuation des fumées (cf. Figure 110), pour une surface totale de 0.35 m². Lorsque les ventilateurs sont en marche, le débit volumique total sortant du local est estimé à environ 3.7 m3/s.

Figure 110 : Modélisation d’un feu impliquant 4 voitures, dans un parc très peu ventilé (vue de dessous)

Voiture 1Voiture 4

Voiture 3

Voiture 2

_____________________________________________________________________________________________________ 112/187

Cette reconstitution est faite avec les mêmes hypothèses que pour la simulation du parking d’Ivry, à savoir que l’on utilise des mailles de 40 cm et des paramètres thermiques pour les véhicules identiques (en particulier un dégagement de chaleur surfacique de 800 kW/m² et une température d’inflammation de 200°C). A partir des charges calorifiques de chaque véhicule indiquées dans le rapport d’essai [7] et rappelées dans le Tableau 16, la validation de cette reconstitution consiste à retrouver au moins une durée d’incendie voisine à celle obtenue pendant l’essai, à savoir 1h30.

Véhicule

Pouvoir Calorifique (MJ)

Voiture 1

3300

Voiture 2

2800

Voiture 3

3000

Voiture 4

2600

Tableau 16 : Données utilisées pour la reconstitution numérique

La Figure 111 montre les évolutions obtenues par la simulation numérique du débit calorifique ainsi que de la fraction molaire d’oxygène moyenne dans le local. On peut voir que le débit calorifique augmente rapidement jusqu’à 4.5 MW seulement au bout de 2 minutes environ, puis qu’il diminue ensuite lorsque la concentration moyenne en oxygène descend en dessous de la valeur critique de 15 %. Cette concentration se stabilise pendant le reste de l’incendie à environ 14.1 %, le feu générant alors un débit calorifique de 2.1 MW. Finalement, l’incendie s’achève au bout de 96 minutes, ce qui est correct par rapport au résultat obtenu pendant l’essai.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

0 20 40 60 80 100

t (min)

P (

MW

)

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0.22

0 20 40 60 80 100

t (min)

% O

2

Figure 111 : Evolutions du débit calorifique et de la fraction molaire d’oxygène moyenne dans le local

3.6.4.5. Résultats

La Figure 112 présente les évolutions du débit calorifique dans le parking pour chaque hypothèse de départ de feu.

_____________________________________________________________________________________________________ 113/187

Dans une première période de 4h après le début de l’incendie, on constate une évolution du débit calorifique identique quelque soit le cas :

- Une augmentation initiale jusqu’à environ 8 MW, correspondant à la propagation très rapide de l’incendie à plusieurs véhicules, du fait du fort confinement dans le parking ;

- Lorsque l’oxygène commence à faire défaut, la puissance dégagée diminue pour se stabiliser

à 1.5 MW au bout de 30 minutes ;

- La mise en place du 1er VGD en sortie de rampe, 1h45 après le début de l’incendie, a ensuite pour effet d’augmenter la puissance dégagée à environ 2.3 MW.

Après les quatre premières heures de l’incendie, l’évolution du débit calorifique est différente selon l’hypothèse de départ de feu :

- Dans le cas du départ de feu en zone H1 (zone de 3 voitures au R-3 en dehors de la rangée de boxes principalement touchée), l’incendie se termine au bout de 4h, lorsque les 3 voitures ont été entièrement brûlées, sans qu’il n’y ait de propagation aux véhicules situés dans la rangée centrale.

- Dans le cas du départ en zone H2, la puissance dégagée augmente à nouveau lorsque les

autres ventilateurs sont mis en place, vers 5h15 (2ème VGD) puis vers 6h (VHA). L’incendie se propage au niveau R-2 au bout de 10h30. On ne constate cependant pas de propagation de l’incendie aux véhicules en zone H1. La Figure 113 montre les contours de températures obtenus dans la simulation, vers 9 h au plus fort de l’incendie, et l’on peut voir que la couche chaude n’est pas de nature à enflammer les véhicules en zone H1 par convection (précisons que le box supposé ouvert au niveau R-3 est celui situé en face des véhicules de la zone H1, de manière à favoriser cette propagation). D’autre part, un calcul rapide de facteur de vue montre que même en supposant que toutes les tôles métalliques fermant les boxes de la rangée centrale sont à une température de 600°C, le flux thermique reçu par les véhicules en zone H1, situés à plus de 7.6 m de distance, est inférieur à 5 kW/m². La propagation du feu entre les 2 zones H1 et H2 par rayonnement est donc également très peu probable.

- Lorsqu’on suppose un départ de feu simultanément en zones H1 et H2, on constate une

évolution presque identique à celle obtenue dans le cas d’un départ en zone H2, avec un décalage temporel d’environ 3h, dû aux 3 véhicules supplémentaires qui brûlent en zone H1. Il faut attendre 13h d’incendie pour avoir propagation du feu au R-2, par un élément stocké au fond d’un box. A cet instant, 85 % des matériaux combustibles présents au R-3 ont brûlés.

Figure 112 : Evolutions des débits calorifiques dans le parking pour chaque cas de départ de feu

1er VGD

2ème VGD

VHA

_____________________________________________________________________________________________________ 114/187

Figure 113 : Contours de température (°C), à t = 9 h, départ de feu en zone H2

La propagation de l’incendie entre les niveaux R-3 et R-2 a été analysée pour le cas du départ de feu en zones H1 et H2. La température maximale relevée du côté non exposé de la dalle, avant la propagation du feu au niveau R-2, est d’environ 215 °C. L’endroit où a été relevé ce maximum est indiqué sur la Figure 114 (point noir). Il est logique de constater que cet endroit se situe à l’opposé en diagonale par rapport au box ouvert, puisque l’accumulation de gaz chauds y est par conséquent plus importante. L’évolution de la température de la dalle en ce point est donnée sur la Figure 115.

Figure 114 : Positions des points de mesure de température, vue de dessous du parking

Pour comparaison, la Figure 115 donne également les évolutions de température des gaz situés 40 cm sous la dalle (zone de couche chaude au R-3) et au-dessus de la dalle (au R-2), pour les mêmes coordonnées, ainsi que la température de la dalle du côté exposé au feu, au R-3.

G1

G2

_____________________________________________________________________________________________________ 115/187

Pendant les premières 4h, l’incendie reste localisé en zone H1 et la température de la couche chaude au R-3 dans la rangée centrale monte lentement de 80°C à 130°C. Lorsque le feu se développe dans la zone H2, la température augmente rapidement à 200°C puis progressivement pendant 1h30 pour se stabiliser aux environs de 400°C. La température maximale des gaz obtenue ne dépasse pas 450°C, ce qui apparaît au premier abord très faible. Ce résultat s’explique par :

- le fort régime de sous-ventilation dont fait l’objet l’incendie ;

- la quantité importante de chaleur générée par l’incendie qui est transmise dans les parois (en moyenne 80% de l’énergie libérée par la combustion est perdue dans les parois) ;

- par un manque de précision dans la simulation numérique compte tenu du maillage utilisé,

relativement grossier, ne permettant pas d’obtenir localement des températures élevées. Cependant, il faut garder à l’esprit que, même si les températures peuvent être sous-estimées localement, cela a autant d’influence sur la conduction à travers la dalle que sur la température des gaz se propageant par le joint de dilatation, ne remettant pas en cause les conclusions sur le mode de propagation de l’incendie d’un niveau à l’autre.

0

100

200

300

400

500

0 3 6 9 12 15

t (h)

T (

°C)

Température de la dalle, face exposée (R-3)

Température de la dalle, face non exposée (R-2)

Température des gaz sous la dalle (R-3)

Température des gaz au-dessus de la dalle (R-2)

Figure 115 : Evolutions de température de la dalle et des gaz situés aux mêmes coordonnées

Concernant la propagation des gaz chauds au niveau du joint de dilatation, la Figure 116 indique l’évolution de la température des gaz au niveau R-2, à la sortie de l’interstice entre les dalles, aux deux emplacements localisés en vert sur la Figure 114, à savoir près de l’endroit où la dalle a été le plus chauffée (point G1), et à proximité de l’élément de stockage qui a pris feu au niveau R-2, vers 13 h (point G2). Pour comparaison, l’évolution de la température de la dalle au R-2 déjà montré précédemment est également reportée sur la Figure 116.

_____________________________________________________________________________________________________ 116/187

0

100

200

300

400

500

0 3 6 9 12 15

t (h)

T (

°C)

T_dalle T_G1 T_G2

Figure 116 : Evolutions de température au niveau du joint de dilatation, ainsi que de la dalle en face non exposée, au niveau R-2

Cette figure permet de faire les constatations suivantes :

- Dans la simulation, la propagation de l’incendie entre le niveau R-3 et le niveau R-2 s’effectue à l’emplacement G2 car vers 13 h la température des gaz en sortie du joint de dilatation dépasse 400°C, permettant l’inflammation de l’élément situé à proximité ;

- L’emplacement G1 étant situé à proximité de l’endroit où la dalle a été le plus chauffée, on voit

clairement au niveau des courbes que l’échauffement par convection est prépondérant devant celui par conduction ;

- Ainsi, même dans l’hypothèse où les températures seraient sous-estimées (la température de

la dalle étant supérieure à celle des gaz en G2 pendant plus de 10 h, temps au bout duquel le joint en polystyrène est toujours présent à cette position), il ne fait pas doute que l’inflammation aurait été obtenu plus tôt, mais toujours par la convection au niveau du joint de dilatation.

3.6.4.6. Scénario alternatif

Dans le cas d’un départ de feu simultané en zones H1 et H2, on simule une variante dans laquelle on considère qu’il n’y a plus aucune obstruction au niveau des bouches de ventilation (cf. § 3.6.3.3). La Figure 117 montre l’évolution de la distance de visibilité à proximité de la cage d’escaliers avec ces nouvelles conditions, au niveau R-3, à une hauteur de 1.6 m du sol. On peut voir que l’évolution de la distance de visibilité est très similaire d’un cas à l’autre. La présence d’obstructions devant les bouches de ventilation n’a finalement pas eu de conséquences sur le déroulement de l’incendie, le désenfumage du parking s’effectuant principalement par la sortie au niveau du R-1 (là où ont été mis les VGD) et au niveau de la ventilation haute près de la cage d’escaliers.

_____________________________________________________________________________________________________ 117/187

0

1

2

3

4

5

6

0 3 6 9 12 15

t (h)

Dis

tan

ce d

e vi

sib

ilité

(m

)

Variante Départ H1+H2

Figure 117 : Evolution de la distance de visibilité dans le parking, à proximité de la cage d’escaliers

au niveau R-3, à une hauteur de 1.6 m du sol, avec et sans obstruction devant les bouches de ventilation


Une reconstitution du sinistre a été faite au moyen d’une simulation numérique du développement du feu, dont les résultats sont cohérents avec les constatations faites, à savoir que l’on retrouve une durée d’incendie et un temps de propagation d’un niveau à l’autre voisins, et des dégâts similaires au niveau R-3. Des simulations préliminaires ont été nécessaires afin de modéliser le comportement du joint de dilatation en polystyrène d’épaisseur 3 cm, ainsi que la combustion de véhicules en environnement fortement sous-ventilé. Compte-tenu des choix de modélisation effectués, et notamment du maillage utilisé, il convient de rester prudent sur les résultats, d’un point de vue quantitatif. Les simulations ont cependant permis de statuer sur plusieurs interrogations :

- La durée conséquente de l’incendie : celle-ci résulte d’une part du potentiel calorifique important présent à chaque niveau du parking, et d’autre part de la puissance relativement faible dégagée pendant l’incendie, la combustion étant fortement limitée par la ventilation.

- Le foyer d’origine : étant donné la distance entre les 2 zones supposées de départ de feu, il

est peu probable qu’il y ait eu une propagation de l’incendie d’une zone à l’autre, indiquant que celui-ci a démarré aux deux zones en même temps.

- Le mode de propagation de l’incendie entre 2 niveaux du parking : d’un point de vue qualitatif,

les températures des gaz chauds au niveau de l’interstice entre les dalles (une fois que le joint en polystyrène ait disparu) sont bien plus importantes que celles obtenues en face non-exposée de la dalle béton. Ainsi, si l’on considère que de nombreux éléments combustibles étaient situés au fond des boxes à proximité du joint de dilatation, la propagation de l’incendie s’est nécessairement faite par convection au niveau de ces éléments plutôt que par conduction au travers de la dalle.

- L’influence de la présence d’obstructions devant certaines bouches de ventilation : les

bouches concernées, de faibles dimensions, ont très peu contribuées au désenfumage du parking, ainsi le fait qu’elles aient été en partie masquées n’a pas eu d’influence sur le développement de l’incendie, aussi bien en termes de conditions thermiques que de visibilité.

Les conclusions concernant l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour le cas du parking d’Ivry-sur-Seine sont les suivantes :

- La simulation de différents scénarios a permis de déterminer le foyer d’origine de l’incendie, ainsi que son caractère criminel.

_____________________________________________________________________________________________________ 118/187

- Des calages préliminaires ont été nécessaires pour modéliser le comportement du joint de

dilatation en polystyrène d’épaisseur 3 cm, ainsi que la combustion de véhicules en environnement fortement sous-ventilé.

- Les informations recueillis concernant la charge calorifique dans les boxes sont partielles, ce

qui à amener à établir certaines hypothèses. Cela n’a cependant pas empêché de conclure sur le mode de propagation de l’incendie d’un niveau à l’autre.

- Une variante a été simulée, permettant de juger de l’influence de la présence d’obstructions

devant certaines bouches de ventilation.

- La prise en compte d’une possible diminution du débit calorifique en cas de défaut d’oxygène s’est avérée primordial pour pouvoir reconstituer ce sinistre. Il est donc conseillé une attention toute particulière lors de la construction d’une courbe de débit calorifique pour un combustible brûlant dans un environnement confiné.

- La modélisation de faibles ouvertures malgré un maillage beaucoup plus important (ratio 3/20)

s’est avérée possible.

_____________________________________________________________________________________________________ 119/187

3.7. SINISTRE F33 (USINE AGRO-ALIMENTAIRE)


Cette reconstitution concerne un incendie dans une usine agro-alimentaire. Le feu a été détecté dans une réserve où se situaient de nombreux emballages carton et polystyrène et s’est rapidement propagé à l’ensemble de l’établissement dans l’heure qui a suivi. Le bâtiment était divisé en cellules par des panneaux sandwich utilisés aussi bien pour les cloisons que pour les plafonds. Lors de l’intervention, les sapeurs pompiers ont été surpris par plusieurs phénomènes thermiques rapides.


La reconstitution de ce sinistre vise plusieurs objectifs. Ils sont cités ci-dessous par ordre de priorité. Précisons tout d’abord que les phénomènes thermiques apparus lors du sinistre (de type « flash-fire », cf. § 3.7.3.5) ne pourront pas être simulés numériquement avec les outils envisagés. Ainsi, l’objectif principal de la reconstitution est de déterminer dans quelle mesure le comportement des matériaux d'isolation thermique a pu contribuer au développement de l’incendie jusqu’à l’apparition du premier phénomène thermique au grenier. Un doute subsiste également quant à la zone de départ du feu. Il s’agit de déterminer quelle est la zone de départ de feu la plus plausible entre les trois hypothèses qui suivent : - dans le grenier, au niveau d’un stock de barquettes en polystyrène ; - dans un plénum ; - dans une chambre froide du RdC de l’établissement. Enfin, dans la mesure où des parpaings avaient été enlevés temporairement pour établir une communication entre le grenier et le plénum au-dessus de la zone « cuisson » (cf. Figure 119), et à proximité de l’endroit où a été détecté l’incendie, le dernier objectif consiste à déterminer quelle a pu être l’influence de cette ouverture sur le déroulement de l’incendie.



Il s’agit d’un établissement frigorifique R+1. Au RdC, en structure béton, on trouve (cf. Figure 118) : - une zone de quais pour l’expédition et la réception - des chambres froides (dont l’une d’elle occupe également le 1er étage) - une zone de conditionnement - une zone de cuisson - des locaux techniques (atelier, salle des machines, chaufferie, transformateur)

A l’étage, en structure métallique, se trouvent des vestiaires, et le grenier qui sert à stocker des emballages de cartons, ainsi que des barquettes en polystyrène et polypropylène (Figure 119). Un certain nombre de trémies ont été créées au niveau du plancher du 1er étage, afin d’assurer une communication avec la zone de conditionnement située au RdC. Les trémies importantes pour l’investigation sont les trémies E et D, cette dernière communiquant directement au sous-sol par l’intermédiaire d’une gaine constituée en panneaux sandwich. Leurs emplacements sont indiqués sur les figures 1 et 2.

_____________________________________________________________________________________________________ 120/187

Figure 118 : Configuration du RdC (Image SDIS 17)

Figure 119 : Configuration de l’étage (Image SDIS 17)

quais

zone « cuisson »

zone « conditionnement »

locaux techniques

trémie E

gaine D

grenier

vestiaires

trémie E

gaine D

extension en cours

bâtiment « bureaux »

façade Nord

porte PF 30 min

rangée de parpaings enlevés

_____________________________________________________________________________________________________ 121/187

L’incendie a endommagé tout l’établissement (Photo 21), excepté une extension qui était en cours de construction (Figure 118), ainsi que la partie administrative de l’entreprise qui était située dans une zone adjacente (Figure 118, bâtiment « bureaux »). Une porte PF ½ h permettait de passer du grenier à la zone administrative.

Photo 21 : Vue aérienne de l’établissement, après sinistre

Le bâtiment était complètement isolé de toute autre construction. Au moment du sinistre, une douzaine d’employés venaient d’embaucher mais ils ont évacué rapidement.

3.7.3.2. La structure du bâtiment

Le RdC du bâtiment est à structure béton, et le 1er étage à structure métallique. La majeure partie du bardage extérieur est constituée en panneaux sandwich qui isolent thermiquement le volume intérieur de l’établissement vis-à-vis de l’extérieur. Dans le bâtiment, presque toutes les cloisons verticales ainsi que les faux-plafonds sont également en panneaux sandwich. Ces panneaux étaient tous constitués d’une âme en polyuréthane (mousse non ignifugée classée M4 pour la réaction au feu), avec des parements soit en tôle métallique soit en polyester (le panneau étant dans tous les cas classé M2). Le détail des différents panneaux utilisés est donné dans le Tableau 17. Les emplacements des panneaux en fonction de leurs caractéristiques sont donnés sur les figures 120 à 123. Dans tous les cas de panneaux à parement mixte tôle/polyester, la face polyester est orientée du côté zones « conditionnement » ou « cuisson ». La gaine D était constituée de panneaux sandwich à deux faces tôles. Cette gaine dépassait de 1 m dans le grenier et aucun dispositif n’assurait l’étanchéité de celle-ci. Concernant les panneaux sandwich servant de faux-plafonds, ceux-ci étaient fixés au plancher béton par un système de suspente, composé d’une chape fixée à la partie métallique du panneau, d’un tendeur, d’une tige filetée et d’une pince d’accrochage pour la poutre (cf. Photo 22).

_____________________________________________________________________________________________________ 122/187

Figure 120 : Cloisons verticales au RdC

Figure 121 : Cloisons verticales au 1er étage

2 faces tôles, épaisseur 180 mm


2 faces polyester, épaisseur 80 mm

1 face tôle 1 face polyester, épaisseur 80 mm



_____________________________________________________________________________________________________ 123/187

Figure 122 : Faux-plafonds au 1er étage

Figure 123 : Faux-plafonds au RdC





1 face tôle 1 face polyester, épaisseur 100 mm

_____________________________________________________________________________________________________ 124/187

Type de panneau Epaisseur (mm) Utilisation Quantité (m²)

2 faces tôles 180 Cloison verticale 864

1 face tôle 1 face polyester 80 Cloison verticale 758

2 faces polyester 80 Cloison verticale 368



2 faces tôles 180 Faux-plafonds 461


1 face tôle 1 face polyester 100 Faux-plafonds 339


Tableau 17 : Détail des différents panneaux sandwich

Le Tableau 18 précise les données disponibles concernant les hauteurs des locaux (hauteur sous faux-plafond et hors tout), permettant d’en déduire les hauteurs des plénums. Au moment du sinistre, il faut également signaler que des travaux d’entretien étaient en cours dans les combles techniques situés dans le plénum au dessus de la zone « cuisson », et que pour cette raison 2 rangées de parpaings étaient enlevées dans le grenier pour y accéder (cf. Figure 119).

Photo 22 : Exemple de fixation des panneaux sandwich

_____________________________________________________________________________________________________ 125/187

Zone concernée Hauteur sous

faux-plafond (m)

Hauteur hors tout (m)

Hauteur plénum (m)4

Quais de chargement 3.5 4.7 1.1

Zone « cuisson » 3.4 5.8 2.3

Chambre froide sur 2 niveaux 7 8.9 1.7

Autres chambres froides et zone « conditionnement »

3.4 4.5 (hauteur du

plancher) 0.8

Vestiaires 2.5 3.8 1.2

Grenier - 3.8 -

Tableau 18 : Récapitulatif des hauteurs des différents locaux

3.7.3.3. Les équipements et mesures de sécurité

Le bâtiment ne comportait aucune détection incendie. Pour le désenfumage, 2 exutoires à commande manuelle se trouvaient en toiture du grenier (dimensions 1.25 m par 1.25 m, Photo 23).

Photo 23 : Vue aérienne du bâtiment, avant sinistre

Il y avait également des lanterneaux d’éclairage (Photo 23) :

4 Pour le calcul de la hauteur il est tenu compte de l’épaisseur du panneau sandwich servant de faux-plafond, ainsi que de l’épaisseur de la dalle (supposée de 20 cm) dans le cas du plénum situé au rez-de-chaussée

grenier

_____________________________________________________________________________________________________ 126/187

- 4 au dessus de la zone de quais, de dimensions environ 1 m par 2 m - 2 au dessus des locaux techniques, de dimensions 1 m par 2 m - 4 en toiture du grenier, dont 3 de dimensions environ 2 m par 3 m et le 4ème de 1 m par 3 m


L’estimation de la charge calorifique présente dans le bâtiment au moment du sinistre est un élément important pour le dimensionnement de la puissance des foyers. La capacité de stockage maximale des différents matériaux combustibles dans l’établissement étant connue, il est possible de faire un bilan de ces charges calorifiques (Tableau 19), en s’appuyant sur les éléments suivants :

- pour les panneaux sandwichs : mousse polyuréthane de masse volumique 35 kg/m3 (d’après le Procès Verbal d’essai des panneaux) et potentiel calorifique de 10.8 MJ/m².cm (d’après l’Avis Technique du CSTB concernant les panneaux) ;

- pour les cartons : poids d’une palette de cartons estimée à 1000 kg [14] ; - pour les films alimentaires : poids d’une palette de films alimentaires estimée à 300 kg [15] ; - pour les barquettes en polypropylène : poids d’une palette de barquettes en

polypropylène estimée à 150 kg [15] ; - pour les boites en polystyrène : un échantillon récupéré sur le site a permis d’obtenir les

caractéristiques suivantes : volume de 0.00936 m3 pour une masse de 55 g ; - pour les palettes de bois : une palette standard a pour dimensions 1.2 m x 0.8 m x 0.125 et

pèse 20 kg ; - les potentiels calorifiques sont tirés du SFPE Handbook [5] ; - enfin il est supposé une quantité de stockage des matériaux égale à 80 % de la capacité

maximale.

Type et quantité de combustible (capacité maximale)

Estimation de la masse

(kg)

Potentiel calorifique

(MJ/kg)

Charge calorifique(MJ)

Environ 500 m3 de PU dans les panneaux sandwich

17 500 30.9 540 000

50 palettes soit 120 m3 de cartons et assimilés (grenier)

40 000 13.2 528 000

20 palettes soit 50 m3 de films plastiques operculage et assimilés

(grenier) 4 800 40 192 000

30 palettes soit 36 m3 de barquettes en polypropylène (grenier)

3 600 43 154 800

75 palettes soit 75 m3 de boites de polystyrène expansé (grenier)

350 40 14 000

30 m3 de palettes bois (quais) 4 000 17 68 000

Tableau 19 : Bilan des charges calorifiques impliquées dans l’incendie

_____________________________________________________________________________________________________ 127/187

3.7.3.5. Déroulement du sinistre

A partir des éléments recueillis auprès du SDIS 17 et de l’inspection de la défense et de la sécurité civiles (IDSC), et après une sélection des événements relatifs à l’activité de l’incendie, la chronologie présentée dans le tableau ci-dessous a pu être établie.

Heure Evénement

2h43

Détection de fumées par un employé situé en zone « cuisson », à travers les trémies communiquant avec le sous-sol (Figure 124, Photo 24) Après examen au sous-sol, détection du feu dans la gaine D qui met en communication les trois niveaux de l’établissement Ouverture de la porte coulissante du sas (Figure 124, Photo 25)

2h44

Foyer localisé au grenier (à l’étage), à proximité d’un ballon d’eau chaude

2h45

Foyer également localisé au grenier par 2 autres personnes, « fumées blanches qui occupe tout le local et pique les yeux » (témoignage recueilli par l’IDSC)

2h47 Appel reçu par le centre de traitement de l’alerte du SDIS 17

3h01 Arrivée des sapeurs-pompiers (SP), « les flammes percent en toiture »

3h02 Pas de fumées au RdC

3h03

Reconnaissance au grenier par 3 SP : « flammes au fond à droite, le combustible n’est pas visible, les fumées n’envahissent pas totalement le volume et ne se dirigent pas vers la porte d’accès » (cf. Figure 125)

~ 3h05

Pendant la mise en place de la division en eau au RdC, un SP semble discerner « un foyer qui se développe en intensité (bruits et crépitement) sans pour autant progresser dans l’espace », vers la partie droite de la zone « conditionnement », à proximité de la gaine D Des gouttelettes enflammées tombent de la trémie E

~ 03h15

Intervention au grenier (2 SP) : situation identique à celle lors de la 1ère reconnaissance, puis survenu du phénomène thermique5 :

- fumée dense et grise arrive vers les SP - bruit sourd, tout devient rouge, forte sensation de chaleur

Au même moment au RdC, « soudain et intense envahissement de fumées denses et grises » (cf. Figure 126)

Entre 3h15 et 3h30

RdC entièrement embrasé au niveau de la zone « conditionnement », puis propagation vers les quais

Entre 3h30 et 4h00

Embrasement généralisé dans la zone vestiaire, au RdC progression du feu vers la zone Nord puis Ouest

6h09 Feu circonscrit

Tableau 20 : Eléments de chronologie du sinistre

5 Il s’agit vraisemblablement d’un « flash-fire », une inflammation rapide d’un mélange gaz combustibles / oxygène, voir les références [16] et [17] pour plus d’informations

_____________________________________________________________________________________________________ 128/187

Figure 124 : Emplacement des trémies en zone cuisson, et de la porte coulissante ouverte sur la Photo 25

Photo 24 : Emplacement des trémies au sous-sol

Photo 25 : Porte coulissante du sas, ouverte vers 2h43

Figure 125 : Constat des SP lors de la 1ère reconnaissance au grenier, vers 3h03

« Plongé dans l’obscurité »

Hauteur libre de fumées : 1 m

Espace libre de fumées

Position des SP

_____________________________________________________________________________________________________ 129/187

Figure 126 : Constat des SP au RdC, vers 3h15

3.7.3.6. Conditions aérauliques

Les conditions aérauliques durant l’incendie sont influencées par la ventilation naturelle créée dans le bâtiment, en fonction des portes ouvertes par les ouvriers et les sapeurs pompiers, ainsi que des ouvertures créées en toiture suite à la fusion des lanterneaux, principalement ceux du grenier. Certains compartiments étaient en communication entre eux. La Figure 127 résume les différentes possibilités de communication, à savoir, entre :

- le grenier et le plénum de la zone « cuisson », au niveau des parpaings enlevés (1) - le plénum de la zone « cuisson » et le plénum sous le grenier (2) - le plénum de la zone « cuisson » et l’extérieur, si le polystyrène disparaît et lorsque la porte

coulissante du sas est ouverte (3) - le sous-sol et le grenier, par la gaine D (4) - le sous-sol et le sas, par un escalier (5)

Figure 127 : Communications entre compartiments (modélisation, vue 3D coupée partiellement)

Les informations météorologiques ont pu être recueillies grâce à deux stations situées à proximité de la zone du port de pêche de La Rochelle. On retient particulièrement que :

- la direction du vent au moment du sinistre était orientée Est – Sud-est ; - la vitesse moyenne du vent entre 3h et 3h15 était comprise entre 2.4 et 3.1 m/s.

Position des SP

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

_____________________________________________________________________________________________________ 130/187

3.7.3.7. Eléments utilisés pour la validation de la reconstitution

Les critères de comparaison permettent de juger si les résultats d'une simulation sont en accord avec les éléments d’information disponibles quant à la « réalité » du sinistre et donc de pouvoir conclure sur le scénario le plus vraisemblable. Ces critères peuvent être déduits des états de dégradation constatés sur plusieurs types de matériaux en des localisations précises du domaine, et également des témoignages recueillis de personnes impliquées pendant le sinistre (principalement les sapeurs pompiers). Dans le cas présent, la majorité des dégâts ont été occasionnés suite à la survenu du phénomène thermique au niveau du grenier. Les critères de comparaison se basent donc principalement sur les témoignages recueillis par l’IDSC. La validation de la reconstitution numérique s’appuiera finalement sur les constatations suivantes :

- Pas de fumées au RdC pendant la phase initiale de développement de l’incendie jusqu’à la survenu du phénomène thermique au grenier ;

- Foyer visible localisé au grenier à proximité de la gaine D et d’un stock de polystyrène ;

- Lors de la 1ère reconnaissance au grenier, les fumées n’occupaient pas tout le local, ce qui

implique que certains lanterneaux aient fondus ;

- Gouttelettes enflammées tombant des trémies ;



Comme précisé dans le chapitre des objectifs visés par la reconstitution de ce sinistre, plusieurs hypothèses de départs de feu ont été retenues et doivent être départagées. A partir de ces différentes situations, il est possible d’envisager un certain nombre d’hypothèses de propagation de feu (voir l’arbre de scénarios ci-dessous). Elles découlent des incertitudes suivantes :

- Le comportement des panneaux sandwich situés à proximité d’un foyer va dépendre du flux thermique incident reçu6. Il y a trois possibilités, selon l'importance du flux thermique incident :

Il ne se passe rien, il n'y a pas de dégradation thermique du matériau Il y a uniquement pyrolyse du matériau Il y a pyrolyse suivie d'une inflammation du matériau

- La propagation entre des locaux/plénums peut se faire par le biais des panneaux sandwich de

plusieurs façons :

Soit par les cloisons verticales (y compris la gaine D) Soit par les faux-plafonds

- Il faut envisager la présence de matériaux combustibles dans les plénums.

- Il peut être envisagé un défaut de montage de la gaine D, créant ainsi une ouverture entre le

plénum et le grenier. Toutes ces hypothèses sont replacées au niveau des départs potentiels de feu proposés, permettant ainsi d’obtenir un certain nombre de scénarios possibles. Ils sont répertoriés dans les pages suivantes.

6 Les propriétés des panneaux ont été déterminées sur la base de résultats d’essais de caractérisation de la mousse retrouvée après sinistre

_____________________________________________________________________________________________________________________________________________________________ 131/187

Départ du feu Au sous-sol Impossible car l’employé qui a détecté le feu dans la gaine D était situé au sous-sol Dans un local ouvert au RdC (sans porte ou avec porte ouverte) Impossible, car pas de fumées au RdC pendant la phase initiale de développement de l’incendie Dans la grande chambre froide sur 2 niveaux Dans la chambre froide située en zone « cuisson » Dans une chambre froide située sous le grenier Départ du feu

Propagation du feu vers le grenier par les panneaux sandwich, au niveau de

la paroi adjacente aux escaliers centraux du bâtiment

Comme la situation est claire au RdC lorsque les pompiers arrivent, et qu'auparavant une première personne s'est rendue au grenier en empruntant les escaliers centraux sans rien détecter, il faudrait que le feu se soit propagé uniquement dans les panneaux sans générer au niveau des joints entre panneaux de fumée visible : scénario non réaliste

Propagation du feu dans le plénum par le panneau sandwich constituant le faux-plafond, puis propagation vers le grenier

L'hypothèse d'un feu qui se propagerait depuis le plénum de la chambre froide vers le plénum au-dessus des vestiaires, puis dans le grenier vers les barquettes de polystyrène n'est pas réaliste : - pourquoi le feu se propagerait-il au stock situé au fond à droite du grenier alors que d'autres matériaux inflammables se trouvent à l'entrée de la pièce ? - les pompiers auraient dû remarquer des indices d'une telle propagation (cloisons déformées, tôles tombées au sol)

Propagation du feu par les panneaux sandwich verticaux Impossible car pas de fumées au RdC pendant la phase initiale de

développement de l’incendie

Propagation dans le plénum, par les panneaux sandwich du faux-plafond Voir 1

Propagation du feu par les panneaux sandwich verticaux

Impossible car pas de fumées au RdC pendant la phase initiale de développement de l’incendie

Propagation dans le plénum, par les panneaux sandwich du faux-plafond Voir 2

_____________________________________________________________________________________________________________________________________________________________ 132/187

Dans les locaux techniques Impossible car contraire au sens de développement du feu (zone Sud, puis Est, puis Nord, et retour vers Sud-ouest) Dans un plénum Départ du feu

Sous la toiture, partie Nord-Ouest (au-dessus de

la zone « cuisson »)

Matériaux combustibles suffisants dans le plénum pour faire propager le feu vers le grenier, par l'ouverture due aux parpaings enlevés

Propagation au stockage de barquettes en polystyrène

Pyrolyse des panneaux sandwich (dont ceux de la gaine D), qui génère des gaz inflammables

Flash-fire dû à l'inflammation des gaz de pyrolyse des panneaux ?

Matériaux combustibles dans le plénum et pyrolyse des panneaux sandwichs du faux plafond

1 : Propagation vers le grenier par l'ouverture due aux parpaings enlevés

Propagation au stockage de barquettes en polystyrène


_____________________________________________________________________________________________________________________________________________________________ 133/187

Dans un plénum Dans un vestiaire à l’étage Impossible car les premières personnes arrivées n'ont pas détectées le feu Au grenier

2 : Dans le plénum entre le RdC et l’étage

Le feu couve dans le faux-plafond, et les fumées s'échappent dans le grenier, flammes visibles du fait de la gaine D en feu

Problème de montage des panneaux sandwich au niveau de la gaine D

Au niveau du stockage de barquettes en polystyrène



Propagation du feu au stockage de barquettes en polystyrène


_____________________________________________________________________________________________________ 134/187


Dans cette étude, le code de calcul Fire Dynamics Simulator (FDS, version 5.5) développé par le NIST [1] a été utilisé. Le domaine de modélisation couvre la totalité de l’établissement frigorifique, excepté le bâtiment bureaux (Figure 128).

Vue de dessus (certains éléments de toiture sont transparents)

Vue de dessous

Panneaux sandwichs : █ 2 faces tôles, épaisseur 180 mm

█ 2 faces tôles, épaisseur 100 mm ou moins

█ face polyester


Les éléments modélisés sont les suivants :

- La structure du bâtiment ;

- Tous les panneaux sandwichs présents. Des couleurs sont utilisées pour repérer les différents panneaux (Figure 128) ;

- Les matériaux combustibles présents dans le grenier ;

- Toutes les trémies, obturées le cas échéant par du contreplaqué ou du polystyrène.

Concernant l’aération du bâtiment, les hypothèses utilisées pour le calcul sont les suivantes :

- Plusieurs portes sont considérées ouvertes dans la simulation : l’accès situé façade Est à proximité du quai de chargement, et les 2 portes permettant de se diriger vers l’escalier qui accède au grenier et aux vestiaires ;

- La porte du grenier a subi différents états pendant le sinistre (fermée, puis ouverte aux 3/4,

presque fermée, à nouveau ouverte, etc…). Comme il n’est pas possible de déterminer à priori dans les simulations à quel moment changer l’état d’ouverture de la porte, elle est considérée comme étant, pendant toute la durée de la simulation, aux 3/4 fermée ;

- La porte coulissante du sas est considérée ouverte au bout de 2 minutes ;

Façade Nord

_____________________________________________________________________________________________________ 135/187

- Les 2 pyrodômes et les 4 lanterneaux situés dans le grenier sont modélisés par du

polycarbonate et sont supposés disparaître (fondre) lorsque leur température de surface atteint 200°C.

- Le vent est pris en compte de manière simpliste en imposant une vitesse de 2.7 m/s, dans la

direction Est – Sud-est, sur toute la hauteur du domaine modélisé ; Le nombre de mailles discrétisant l'ensemble du domaine modélisé est d’environ 1 150 000, avec des cellules élémentaires de 25 cm x 25 cm x 25 cm, excepté au niveau des quais et des locaux techniques, où le maillage est de 50 cm au lieu de 25 cm. Certaines dimensions du bâtiment ont été arrondies pour se conformer à ce maillage.

3.7.4.3. Modélisation des éléments combustibles

Panneaux sandwich Le comportement au feu des panneaux sandwich pouvant avoir contribué à l’extension du foyer, il a été nécessaire de réaliser des essais (analyse thermogravimétrique) sur un échantillon de polyuréthane retrouvé sur le sinistre, contenu dans les panneaux sandwich de l’entrepôt. Cela a ensuite permis d’obtenir des données d’entrée nécessaires associées à ce type de produit pour la simulation avec le modèle de pyrolyse de FDS. Le modèle de pyrolyse de FDS permet de prendre en compte le comportement réel des matériaux, mais nécessite pour cela des calages préalables, notamment selon les échelles utilisées. Les données fournies grâce aux essais permettent de modéliser le comportement des panneaux sandwich avec un maillage de 2 cm, alors que pour la reconstitution numérique du sinistre il faut utiliser des tailles de mailles plus grandes (25 cm). Or il n’est pas possible d’obtenir des résultats identiques avec des tailles de mailles aussi différentes en gardant les mêmes propriétés thermiques pour les matériaux (la taille du maillage a une influence non négligeable sur les résultats, surtout lorsqu’on utilise le modèle de pyrolyse de FDS). Il a donc été nécessaire de réaliser des simulations préliminaires de la combustion des panneaux en prenant successivement des tailles de plus en plus grandes avec des maillages de plus en plus grands, et en ajustant à chaque étape les propriétés thermochimiques de la mousse polyuréthane et du polyester afin de retrouver des résultats identiques quelque soit le maillage. Cet ajustement est réalisé en comparant la vitesse de perte de masse d’un échantillon en fonction du maillage. Un exemple de calage de ces paramètres est indiqué sur la Figure 55. On modélise un panneau sandwich (mousse polyuréthane et parements polyester) avec à proximité une source de chaleur rayonnante. Ce cas est simulé dans un premier temps avec des mailles de 5 cm puis 10 cm, sans changer les caractéristiques du matériau (courbes bleu foncé et rouge). On peut voir sur la Figure 55 que la perte de masse est différente selon le maillage. Dans un deuxième temps, on ajuste les propriétés des matériaux lorsque le maillage est de 10 cm (courbe bleue) de manière à retrouver la perte de masse obtenue avec le maillage à 5 cm. Dans ce cas, la température de dégradation de la mousse polyuréthane, de 223°C pour le maillage de 5 cm, a dû être réduite à 210°C pour le maillage de 10 cm. Le cas des panneaux sandwich à parements métalliques pose problème dans la mesure où lorsque le polyuréthane va commencer à pyrolyser, les gaz vont principalement se propager au niveau des joints entre panneaux, ou par des interstices créés par la dilatation de la tôle métallique. Ces phénomènes n’étant pas modélisables, il est fait l’hypothèse que toute la surface du panneau est susceptible de pyrolyser et de s’enflammer.

_____________________________________________________________________________________________________ 136/187

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 50 100

t (min)

Mas

se (

kg)

Maillage 5 cm

Maillage 10 cm

Maillage 10 cmaprès ajustement

Figure 129 : Modélisation d’un panneau sandwich avec une source de chaleur rayonnante à proximité (à gauche) et perte de masse obtenue en fonction du maillage (à droite)

3.7.4.4. Effondrement des panneaux

Au vu des résultats de l’analyse thermogravimétrique, on peut retenir que la mousse polyuréthane présente dans les panneaux sandwich se décompose significativement à partir de 250°C (Figure 130).

Figure 130 : Evolution de la perte de masse et de la vitesse de perte de masse en température pour une vitesse de chauffage de 10K.min-1

Analyse thermogravimétrique d’un échantillon de mousse polyuréthane Ce résultat sera utilisé par la suite comme critère d’effondrement des panneaux servant de faux plafonds. En effet, ceux-ci étaient fixés à des poutres au niveau de leur face tôle supérieure, orientée vers le plénum (cf. Photo 22). On peut donc supposer, si le feu est dans le plénum, que lorsque toute la surface tôle du panneau a atteint une température de 250°C, la mousse polyuréthane va se désolidariser et tomber au sol.

_____________________________________________________________________________________________________ 137/187

Pour les deux autres cas de figure, à savoir :

- panneaux sandwich servant de faux-plafonds, le feu étant en dessous du panneau,

- cloisons en panneaux sandwich, il apparaît plus difficile de donner une critère d’effondrement/chute des panneaux. On se limitera à analyser les températures atteintes au sein des panneaux pour en tirer des conclusions (ils conserveront donc leur position pendant toute la simulation). Charge calorifique du grenier Les différents stockages combustibles présents dans le grenier ont été modélisés par des parallélépipèdes pour faciliter la modélisation. La méthode utilisée pour simuler le développement du feu consiste à imposer un dégagement de chaleur à chaque maille de surface solide du matériau combustible dès lors qu’une température d’inflammation est atteinte. Ce dégagement de chaleur est corrélé à la fraction molaire en oxygène dans le grenier. Pour cela, il est multiplié par un coefficient α qui dépend de la fraction molaire d’oxygène YO2 de la manière suivante :

- α = 0 si YO2 < 0.14

- α = (YO2 – 0.14)*100 si YO2 est compris entre 0.14 et 0.15

- α = 1 si YO2 > 0.15 Les paramètres utilisés pour décrire les différents matériaux sont répertoriés dans le Tableau 21. Ces valeurs sont tirées des références [5], [18] et [19].

Stockage

Température d’inflammation(°C)

Débit calorifique (kW/m²)

Polystyrène

370 300

Polypropylène

345 500

Carton

340 150

Tableau 21 : Paramètres utilisés dans FDS pour simuler les combustibles présents au grenier

3.7.4.5. Résultats des simulations

Départ du feu dans un local au RdC Pour l’hypothèse d’un départ de feu dans un local fermé au RdC, il a été choisi la chambre froide allongée située dans la zone « cuisson » (cf. Figure 118), celle-ci ayant le volume le plus grand parmi tous les locaux du RdC. Le domaine de modélisation a été restreint à la chambre froide (Figure 131), car il s’agit d’étudier dans un premier temps la possibilité d’une propagation du feu par le panneau sandwich servant de faux-plafond (en rouge sur la figure). Le local est supposé devenir rapidement non-étanche, aussi une ouverture de 25 cm² est modélisé au plafond.

_____________________________________________________________________________________________________ 138/187

Figure 131 : Domaine de modélisation pour les scénarios de départ de feu dans un local au RdC

Quatre scénarios ont ensuite été simulés :

- départ du feu dans un coin de la pièce, foyer initial dégageant 1 MW - départ du feu dans un coin de la pièce, foyer initial dégageant 100 kW - départ du feu au centre de la pièce, foyer initial dégageant 1.5 MW - départ du feu au centre de la pièce, foyer initial dégageant 500 kW

Le débit calorifique de chaque foyer initial est imposé en continu, mais est néanmoins corrélé à la fraction molaire d’oxygène dans le local. Les évolutions de la puissance dégagée dans la chambre froide obtenues sont présentées sur la Figure 132. On voit que le scénario majorant est celui d’un départ de feu dans un coin du local, avec une contribution énergétique importante des panneaux sandwich, générant une puissance maximale d’environ 4 MW. Le fait d’utiliser un foyer initial débitant plus ou moins de puissance ne modifie que d’un Δt la courbe d’évolution.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

0 5 10 15 20

t (min)

P (

MW

)

Départ dans un coin P = 1 MW

Départ dans un coin P = 100 kW

Départ au centre P = 1.5 MW

Départ au centre P = 500 kW

Figure 132 : Evolution de la puissance dégagée dans la chambre froide pour chaque scénario

Les résultats détaillés du scénario majorant sont présentés dans les figures ci-dessous. On peut voir sur la Figure 133 que la zone principalement impactée par les flammes est logiquement le coin supérieur du local au-dessus du foyer initial.

_____________________________________________________________________________________________________ 139/187

Au point le plus chaud, au niveau du panneau sandwich servant de faux-plafond, des mesures de températures sont effectués (Figure 134). On constate que :

- la face tôle exposée atteint une température supérieure à 1200°C, brièvement puisque ensuite le débit calorifique diminue par défaut d’oxygène dans la pièce ;

- la température maximale atteinte à mi-épaisseur du panneau est de 90°C, aux environs de 30

minutes.

Figure 133 : Température des parois (°C)

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0 10 20 30 40

t (min)

% O

2

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 20 40 60

t (min)

T (

°C)

face tôle exposée

mi-PUR

face tôle non exposée

Figure 134 : Evolutions de la fraction molaire d’oxygène dans le local (à gauche) et des températures maximales relevées au sein du panneau sandwich (à droite)

Au vu des résultats, on peut supposer une déformation importante de la face tôle exposée, entrainant un léger déplacement du panneau sandwich, et qui pourrait éventuellement conduire à des petites ouvertures au niveau des joints entre panneaux. Cependant, la sollicitation thermique n’est pas suffisante pour justifier un effondrement du panneau (seulement 90°C à mi-épaisseur du panneau).

_____________________________________________________________________________________________________ 140/187

On peut donc conclure qu’il fort improbable que le feu ait pu démarrer dans un local fermé du RdC, puisque l’oxygène vient rapidement à faire défaut, ce qui ne permet pas d’entretenir un feu suffisamment important et long pour qu’il se propage par le faux-plafond. Départ du feu dans le plénum sous le grenier Rappelons que pour ce scénario, une ouverture (cf. Figure 135) est supposée au niveau de la gaine D, juste sous la dalle, censée représenter un défaut de montage (cf. § 3.7.4.1). Plusieurs simulations préliminaires ont permis de constater que si l’on positionne un foyer initial dans le plénum suffisamment près de la gaine D, en faisant varier la puissance dégagée, on peut obtenir une propagation du feu au stockage de polystyrène situé dans le grenier par l’intermédiaire de la gaine. Cependant, dans tous les cas de propagation on constate au préalable des températures dépassant 250°C au niveau de la face supérieure des panneaux sandwich servant de faux-plafond, ce qui devrait impliquer une chute des panneaux. Si l’on prend une puissance de foyer initial inférieure, de manière à ne pas dépasser cette température, la propagation dans le grenier n’est plus possible. Or, un des critères utilisés pour valider la reconstitution numérique est qu’il ne peut pas y avoir de fumées au RdC pendant la phase initiale de développement de l’incendie jusqu’à ce que survienne le phénomène thermique au grenier. Si l’on constate une chute de panneaux avant la propagation du feu au stockage de polystyrène, il faut donc que ces panneaux chutent dans un local fermé. On fait donc l’hypothèse d’un foyer initial dégageant 250 kW en continu, situé à proximité de la gaine D et au-dessus d’une chambre froide du RdC (Figure 135).

Vue de dessous du bâtiment

Vue dans le plénum (la gaine D et les trémies B, C, E et F sont visibles)

Figure 135 : Position du foyer initial pour le scénario de départ du feu dans le plénum sous le grenier

Position du foyer dans le plénum

Trémie E

Ouverture

_____________________________________________________________________________________________________ 141/187

La Figure 136 rassemble des images issues de la simulation montrant le dégagement de chaleur à certains instants clés de la propagation du feu. Le panneau sandwich (faux-plafond) supportant le foyer initial chute rapidement dans la chambre froide située en-dessous. La puissance dégagée par l’incendie augmente ensuite progressivement aux environs de 900 kW, due à la contribution des cloisons en panneaux sandwich de la chambre froide (Figure 137). Au bout d’environ 15 minutes, on constate qu’un panneau sandwich servant de faux-plafond tombe, propageant les fumées au RdC. A partir de t = 25 minutes, la puissance dégagée augmente de nouveau à cause de l’effondrement successif des différents faux-plafonds de la chambre froide. En conclusion, même en ne retenant que des conditions favorables à la propagation du plénum vers le grenier (ouverture au niveau de la gaine et foyer initial situé au-dessus d’une chambre froide), ce scénario n’est pas envisageable.

t = 4 min

t = 15 min

_____________________________________________________________________________________________________ 142/187

t = 26 min (les fumées n’apparaissent pas sur cette image)

Figure 136 : Visualisation des fumées et du dégagement de chaleur (> 80 kW/m3) à différents instants, scénario de départ de feu dans le plénum sous le grenier

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 5 10 15 20 25 30

t (min)

P (

MW

)

Figure 137 : Evolution de la puissance dégagée dans le domaine

_____________________________________________________________________________________________________ 143/187

Départ du feu dans le plénum situé en zone « cuisson » Pour ce scénario, on suppose un foyer initial dégageant 1 MW en continu, situé à proximité des parpaings enlevés (Figure 138). Comme le panneau sandwich situé sous le foyer va rapidement chuter, le foyer est placé de manière à tomber dans la chambre froide de la zone « cuisson », et la puissance est corrélée à la fraction molaire d’oxygène dans cette chambre froide.

Figure 138 : Position du foyer initial pour le scénario de départ du feu dans le plénum en zone « cuisson »

La Figure 139 indique les niveaux de température calculés en fonction du temps dans un plan médian de la zone « cuisson ». On voit que rapidement (moins de 2 minutes) un premier panneau tombe dans la chambre froide. Au bout de 5 minutes, la température dépasse 150°C dans toute la pièce, puis 2 minutes plus tard un flashover se produit dans la chambre froide, l’ensemble des panneaux sandwich étant en feu. Dans la minute suivante, tous les panneaux sandwich servant de faux-plafonds pour la chambre froide s’effondrent, et la puissance dégagée par l’incendie atteint alors un maximum de 7.4 MW (cf. Figure 140). Celle-ci diminue ensuite par défaut d’oxygène, la fraction molaire dans le local atteignant 12.5 % au bout de 8 minutes (Figure 140). Pendant la phase d’intense activité de l’incendie (t = 7 min.), on peut voir que les températures dans le grenier ne sont pas suffisantes pour propager le feu au stock de polystyrène, ni pour faire chuter les lanterneaux. La puissance dégagée reste stable pendant quelques minutes, puis au bout de 12 minutes le polystyrène situé au fond du plénum (utilisé pour obstruer la communication vers le sas) commence à disparaître, faisant propager l’incendie vers le sas. L’intensité de l’incendie augmente alors subitement, avec un premier maximum de 32 MW lorsque un flashover se produit dans le sas et que parallèlement le feu se propage au stock de polystyrène dans le grenier, vers t = 13 min. L’incendie se généralise ensuite au RdC (t = 15 min.), les faux-plafonds chutant les uns après les autres. Au vu des résultats, on peut donc conclure qu’il est fort improbable que le feu ait pu démarrer dans le plénum de la zone « cuisson » : lorsque le feu réussit finalement à se propager dans le grenier, le sas est déjà impraticable (températures supérieures à 400°C) et les fumées se propagent déjà au RdC (une couche chaude d’épaisseur très faible et de température environ 100°C est visible sur l’image à t = 13 min.), ce qui est contraire aux témoignages recueillis.

_____________________________________________________________________________________________________ 144/187

t = 30 s

t = 2 min

t = 5 min

t = 7 min

t = 8 min

Plénum zone « cuisson » Stock polystyrène Grenier

Chambre froide

Sas

_____________________________________________________________________________________________________ 145/187

t = 12 min

t = 13 min

t = 15 min

Figure 139 : Contours de température (°C) dans une coupe passant au milieu du plénum zone « cuisson »

0

5

10

15

20

25

30

35

0 3 6 9 12 15

t (min)

P (

MW

)

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0 3 6 9 12 15

t (min)

% O

2

Figure 140 : Evolutions de la puissance dégagée dans le domaine (à gauche) et de la fraction molaire d’oxygène dans la chambre froide en zone « cuisson » (à droite)

_____________________________________________________________________________________________________ 146/187

Départ du feu au grenier Déroulement de l’incendie (simulation) Pour ce scénario, l’inflammation du stock de polystyrène est obtenue en considérant à proximité une source de chaleur de 300 kW pendant 5 secondes. Les différentes figures 20 à 22 permettent de caractériser les différentes phases de l’incendie. Après l’inflammation initiale, le feu se propage à tout le stockage en 6 minutes, provoquant la chute d’un lanterneau (Figure 141). Au bout de 11 minutes, la majorité des lanterneaux ont disparus et la puissance dégagée par l’incendie est d’environ 10 MW, alors que la concentration en oxygène dans le grenier remonte après être descendue à environ 15 % (Figure 142). Le feu se propage au stockage de barquettes en polypropylène peu avant 20 minutes. L’intensité de l’incendie décroît ensuite, comme l’atteste la température en face exposée de la cloison en panneau sandwich (Figure 143, le point de mesure est placé à l’endroit le plus sollicité de la cloison). Un minimum de 4 MW est atteint au bout de 23 minutes, lorsque le stockage de polystyrène a entièrement été consommé. Au fur et à mesure que le feu se propage à tout le stockage de polypropylène, la puissance dégagée augmente de nouveau jusqu’à atteindre 8 MW au bout de 40 minutes. Vers t = 65 minutes, le feu se propage au stock de cartons situé dans l’angle du grenier (Figure 141), celui-ci ayant la hauteur de stockage la plus grande parmi tous les autres combustibles entreposés dans le grenier. La puissance dégagée par l’incendie augmente alors jusqu’à 14 MW (Figure 142). Vérification des critères de comparaison (cf. § 3.7.3.7)

- Pas de fumées au RdC pendant la phase initiale de développement de l’incendie jusqu’à la survenu du phénomène thermique au grenier ;

Des fumées sont observées au RdC au début de la simulation, dû au fait que la porte d’accès est considérée un peu ouverte pendant tout le scénario (alors que l’on peut supposer qu’initialement cette porte devrait être fermée). Cependant, dès qu’un des lanterneaux du grenier disparaît, de nouvelles conditions aérauliques s’établissent et les fumées sortent toutes par l’ouverture créée en toiture.

- Foyer visible localisé au grenier à proximité de la gaine D et d’un stock de polystyrène ; Ce scénario se base sur un départ de feu au niveau du stockage de polystyrène. La gaine D étant située à proximité, même si dans la simulation les panneaux de la gaine ne brûlent pas, il doit être possible de détecter des flammes par la gaine D en étant au sous-sol du bâtiment. De plus, d’après les témoignages on peut envisager que l’incendie ait débuté au niveau de l’enveloppe thermique, combustible, du ballon d’eau chaude, ce qui expliquerait que les flammes aient été visibles depuis le sous-sol.

- Lors de la 1ère reconnaissance au grenier, les fumées n’occupaient pas tout le local, ce qui implique que certains lanterneaux aient fondus ;

La Figure 141 ne montre pas les fumées car le grenier est rapidement envahi. Même si 3 lanterneaux et les 2 pyrodômes disparaissent rapidement, il n’est pas possible d’obtenir la répartition observée par le SP en reconnaissance (Figure 125). De même, si l’on analyse les contours de température obtenus dans un plan situé à une hauteur de 1.75 m du sol (Figure 144), on s’aperçoit que températures élevées (d’environ 150°C) sont obtenues à proximité de la porte d’accès au grenier, ce qui est contradictoire avec le témoignage du SP. Plusieurs éléments peuvent expliquer ces différences :

la non prise en compte de l’effondrement partiel de la toiture ; l’impossibilité de modéliser le comportement réel du polystyrène (qui commence

d’abord par fondre) ; la difficulté de modéliser précisément le vent.

_____________________________________________________________________________________________________ 147/187

Cependant, comme le montre la Figure 145, il est intéressant de constater que les conditions aérauliques qui s’établissent dans le grenier lorsque les 3 lanterneaux ont disparus vont dans le sens de cette répartition des fumées constatée par le SP : l’air s’engouffre dans le grenier par l’ouverture située près de l’entrée du grenier, et les gaz chauds sortent par les 2 ouvertures situées au fond de la pièce. Signalons enfin qu’une variante a été simulée avec un stockage plus faible de polystyrène (50 au lieu de 80 % de la capacité maximale), mais qu’elle n’a pas donnée de différences significatives au niveau des fumées et des températures (de plus, le feu se limite au stockage de polystyrène, sans propagation aux autres éléments combustibles du grenier).

- Gouttelettes enflammées tombant des trémies ; La Figure 146 donne les évolutions de température en surface des boîtes de polystyrène bouchant les trémies C et E. On voit que des températures supérieures à 150°C sont atteintes rapidement, indiquant que le polystyrène a bien commencé à fondre. Déroulement réel de l’incendie Si l’on considère l’évolution de la puissance dégagée dans la simulation (Figure 142), on peut distinguer deux phases intéressantes :

- De t = 0 à t = 23 minutes, combustion du stock de barquettes en polystyrène ; - De t = 23 à t = 60 minutes, combustion du stock de barquettes en polypropylène, avec

notamment une période de 20 minutes (entre t = 40 et t = 60 min.) durant laquelle la situation évolue très peu.

Si l’on compare avec le déroulement réel de l’incendie, il est possible de replacer ces deux phases dans la chronologie du sinistre (Tableau 20), à savoir :

- Entre la détection du feu (2h43) et la 1ère reconnaissance au grenier (3h03), on a un intervalle de 20 minutes qui peut correspondre à la combustion des barquettes en polystyrène

- Entre les 2 reconnaissances au grenier (3h03 et 3h12), les SP constatent que la situation n’a pas évoluée, comme dans la simulation. Le combustible concerné serait alors le stock de barquettes en polypropylène.

Par contre, la simulation ne permet pas de reproduire la propagation des fumées dans un premier temps, et donc de l’incendie dans un deuxième temps, au RdC du bâtiment. L’apparition du phénomène thermique dans le grenier pourrait donc expliquer la propagation de l’incendie au RdC, bien que cette hypothèse dépasse le cadre du présent rapport. La chute des panneaux de la gaine D pourrait alors expliquer le « soudain et intense envahissement de fumées » observé au RdC (§ 3.7.3.5). Ainsi, en extrapolant les résultats de la simulation et ces différentes considérations sur la gaine au déroulement réel de l’incendie, on pourrait envisager le scénario suivant :

Départ de l’incendie à proximité du stock de barquettes en polystyrène (par exemple au niveau du ballon, qui possède un isolant combustible) ;

Entre 2h43 et 3h03, combustion des barquettes en polystyrène ; Entre 3h03 et 3h12, combustion des barquettes en polypropylène ; Vers 3h12 : Inflammation d’un mélange gazeux constitué de produits de combustion

imbrûlés et d’oxygène, provoquant un « flash-fire » ; Chute des panneaux de la gaine, propageant les fumées au RdC ; Deuxième phénomène de type « flash-fire » au RdC.

Dans les paragraphes suivants, les résultats de plusieurs variantes sont données afin d’approfondir le rôle des panneaux sandwich, et notamment ceux de la gaine D.

_____________________________________________________________________________________________________ 148/187

t = 1 min

t = 4 min t = 6 min

t = 11 min

t = 19 min 30 s t = 23 min

t = 45 min

t = 65 min t = 90 min

Figure 141 : Visualisation du dégagement de chaleur (> 80 kW/m3) à différents instants, scénario de départ de feu dans le grenier

_____________________________________________________________________________________________________ 149/187

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 20 40 60 80 100 120

t (min)

P (

MW

)

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0.22

0 20 40 60 80 100 120

t (min)

% O

2

Figure 142 : Evolutions de la puissance dégagée dans le domaine (à gauche) et de la fraction molaire d’oxygène dans le grenier (à droite)

0

100

200

300

400

500

600

0 30 60 90 120

t (min)

T (

°C)

face exposée

1/4 du panneau

1/2 du panneau

3/4 du panneau

face non exposée

Capteur virtuel

Figure 143 : Evolutions de température dans la cloison en panneau sandwich à proximité du stockage de polystyrène

_____________________________________________________________________________________________________ 150/187

t = 4 min

t = 6 min t = 45 min

Figure 144 : Contours de température (°C) dans le grenier, à 1.75 m du sol

Figure 145 : Contours de vitesse (m/s), composante verticale, dans une coupe passant par le milieu des 4 lanterneaux, t = 45 minutes

0

50

100

150

200

250

0 30 60 90 120

t (min)

T (

°C) Trémie C

Trémie E

Figure 146 : Evolutions de température en surface des polystyrènes bouchant les trémies C et E

_____________________________________________________________________________________________________ 151/187

Variante 1 : Départ du feu au grenier, disparition de la gaine Cette première variante consiste à estimer le rôle de la gaine D dans la propagation des fumées et de l’incendie au RdC. Pour cela, on reprend la simulation précédente en faisant disparaître la gaine au bout de 45 minutes. Cet instant est choisi car il correspond à une phase où la puissance dégagée par l’incendie est stable (cf. Figure 142), en cohérence avec les observations faites par les SP. La Figure 147 présente l’évolution de la puissance dégagée pour cette variante, en comparaison avec le scénario précédent. La Figure 148 présente des images issues de la simulation permettant de caractériser les principales modifications induites par la disparition de la gaine. On constate que lorsque la gaine disparaît, des fumées se propagent au RdC, mais sans pour autant envahir totalement le niveau. Une minute après l’effondrement de la gaine, les fumées sont à peine visibles. Cela s’explique par les conditions de ventilation, l’air s’engouffrant depuis le RdC vers le grenier par l’ouverture créée après la chute de la gaine, ce qui ne permet pas de propager les fumées au RdC. Ce résultat est contraire aux constatations faites par les SP. Pour essayer de reproduire la propagation au RdC, il faut par exemple envisager un échauffement des panneaux sandwich servant de faux-plafonds, situés à proximité de la gaine D, résultant du flash-fire qui s’est produit au grenier. Indiquons de plus que lors d’un flash-fire, la mise à feu des gaz engendre une surpression qui propage et pousse les fumées dans toutes les directions possibles, ce qui ne peut être reproduit avec la simulation. Finalement, la différence constatée entre les 2 courbes de puissance dégagée vient du fait que pour la variante 1, après que la gaine ait disparue, le feu se propage plus rapidement au stock de cartons que pour le scénario précédent.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 20 40 60 80 100 120

t (min)

P (

MW

) Départ du feu augrenier

Variante 1

Figure 147 : Evolution de la puissance dégagée dans le domaine, comparaison entre scénarios

_____________________________________________________________________________________________________ 152/187

t = 45 min 2 s

t = 45 min 30 s

t = 46 min

t = 49 min 30 s (les fumées n’apparaissent pas sur cette image)

Figure 148 : Visualisation des fumées et du dégagement de chaleur (> 80 kW/m3) à différents instants, variante 1

Variante 2 : Départ du feu au grenier, disparition de la gaine et échauffement des panneaux sandwich Pour cette 2ème variante, on reprend la variante 1 en ajoutant pendant 15 secondes, juste après la disparition de la gaine, une source de chaleur virtuelle ayant une température de 1200°C (Figure 149). Cet artefact est utilisé pour simuler l’échauffement produit par le flash-fire au RdC. On peut voir sur les figures suivantes que le fait d’échauffer ainsi les panneaux situés à proximité (panneaux à parements polyester) a des conséquences immédiates sur la propagation de l’incendie au RdC. La Figure 151 montre l’envahissement extrêmement rapide du RdC. Une minute après la disparition de la gaine, les fumées se propagent dans la zone de conditionnement, de la même manière qu’indiqué par les SP positionnés près de la division en eau, vers 3h15 (cf. Figure 126). A cet instant, l’intensité de l’incendie augmente extrêmement rapidement, atteignant 140 MW (Figure 150). Une minute plus tard, la zone de combustion est principalement localisée près de l’escalier menant vers le grenier.

_____________________________________________________________________________________________________ 153/187

Ces résultats (et notamment la puissance dégagée de 140 MW) doivent cependant être pris avec précaution, car concernant les panneaux sandwich à parements métalliques, il a été fait l’hypothèse que toute la surface du panneau est susceptible de pyrolyser et de s’enflammer (cf. § 3.7.4.3), ce qui constitue une exagération de ce qui peut se produire en réalité. Cependant, il apparaît probable au vu de ces résultats que les panneaux sandwich à parements polyester, situés dans la zone « cuisson », aient une influence non négligeable sur la cinétique rapide du développement de l’incendie au RdC.

Figure 149 : Position du panneau rayonnant lorsque la gaine disparaît

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 20 40 60 80 100 120

t (min)

P (

MW

) Départ du feu augrenier

Variante 2


_____________________________________________________________________________________________________ 154/187

t = 45 min 15 s

t = 46 min

t = 46 min 15 s

t = 47 min

Figure 151 : Visualisation des fumées et du dégagement de chaleur (> 80 kW/m3) à différents instants, variante 2

Variante 3 : Départ du feu au grenier, panneaux avec mousse polyuréthane classée M2 Cette dernière variante consiste à simuler le cas précédent (variante 2), en supposant que la mousse polyuréthane, qui est classée M4 pour la réaction au feu, est désormais classée M2 (les caractéristiques utilisées pour une telle mousse ont été obtenues à partir de la référence [20], la principale différence consistant à augmenter de 130°C la température de dégradation de la mousse). La Figure 152 compare les évolutions de la puissance dégagée par l’incendie entre les deux scénarios. Comme on peut le constater, le fait d’utiliser une mousse ignifugée ne modifie pas le déroulement de l’incendie, durant la période précédant l’apparition du phénomène thermique. On note un écart maximum de 1 MW entre les deux cas. Ce résultat indique que les panneaux sandwich du grenier ont très peu contribué au développement de l’incendie dans le grenier, avant l’apparition du flash-fire.

_____________________________________________________________________________________________________ 155/187

Après l’apparition du flash-fire (modélisée par une source de chaleur, au bout de 45 minutes, cf. 0), on ne constate pas d’évolution au niveau de la courbe de puissance dégagée. Cela indique que contrairement à la variante 2, l’échauffement n’est pas suffisant pour qu’il y ait propagation au RdC. Il semble donc que la présence de panneaux ayant une mousse polyuréthane classée M4 ait été un facteur favorisant le développement rapide du feu survenu au RdC.

0

2

4

6

8

10

12

0 10 20 30 40 50

t (min)

P (

MW

)

Mousse M2

Mousse M4



Les simulations numériques ont permis d’évaluer la représentativité de différents scénarios d'incendie impliquant différentes hypothèses de départ de feu, en vérifiant la cohérence des résultats obtenus avec les témoignages recueillis après sinistre. Les conclusions sont les suivantes :

- Un départ du feu dans un local fermé du RdC n’est pas envisageable, puisque même en supposant des fuites, il n’y a pas suffisamment d’oxygène dans le local pour entretenir un feu suffisamment important et long pour qu’il se propage par un faux-plafond.

- Même si l’on suppose des conditions de propagation "favorables" par la gaine D (défaut de

montage induisant une ouverture entre la gaine et la plancher du 1er étage), un départ du feu dans le plénum sous le grenier conduirait à une chute des panneaux sandwich servant de faux-plafonds et à un enfumage rapide du RdC, ce qui n’est pas cohérent avec la chronologie du sinistre.

- Lorsqu’un départ du feu est supposé dans le plénum situé dans la zone « cuisson », on

constate une propagation au stockage de polystyrène, avec cependant au préalable une chute des panneaux sandwich servant de faux-plafonds et un enfumage du RdC, ce qui n’est pas cohérent. La rangée de parpaings enlevés n’a donc pas eu d’incidence notable lors du sinistre.

- L’hypothèse d’un départ du feu au niveau du stockage de polystyrène au R+1 est donc le plus

probable. La présence de la gaine en panneaux sandwich (dont la mousse polyuréthane est classée M4 pour la réaction au feu) communiquant à travers les différents niveaux du bâtiment semble avoir eu une influence dans le déroulement du sinistre, notamment dans la propagation rapide de l’incendie à l’ensemble du bâtiment.

_____________________________________________________________________________________________________ 156/187

Les simulations numériques effectuées dans le cadre de cette reconstitution ont également permis de déterminer dans quelle mesure les panneaux sandwich ont probablement contribués au déroulement du sinistre. Il semble que les panneaux à parements métalliques présents au grenier n’ont pas eu d’influence sur la première phase de l’incendie, avant l’apparition du phénomène thermique. Par contre, il est fort probable que les panneaux à parements polyester aient contribué au développement rapide du feu survenu au RdC. Rappelons finalement que, concernant les panneaux à parements métalliques, il a été fait l’hypothèse que toute la surface du panneau est susceptible de pyrolyser et de s’enflammer, ce qui constitue une exagération de ce qui peut se produire en réalité. Au vu des résultats de chacun des scénarios, on peut cependant supposer qu’une contribution plus faible de la part des panneaux sandwich à faces métalliques ne remettrait pas en cause les différentes conclusions précédentes. En ce qui concerne l’application de la méthodologie à la démarche de reconstitution de sinistres pour le cas de cette usine agro-alimentaire, on soulignera que :

- Tous les modes possibles de propagation du feu dans un bâtiment doivent être analysés, notamment au niveau des cloisons ou faux-plafonds si ils possèdent des matériaux combustibles ;

- Comme pour le sinistre F7, les résultats obtenus au cône calorimètre ne sont pas utilisables

directement, il est nécessaire de faire des simulations intermédiaires de tailles de plus en plus grandes, afin d'arriver au maillage qui sera utilisé pour la reconstitution ;

- Les phénomènes thermiques de type « Fire Gas Ignition », différents du flashover et du

backdraft, doivent faire l’objet d’une attention toute particulière.

_____________________________________________________________________________________________________ 157/187

4 CONFRONTATION DES MODÈLES NUMÉRIQUES À DES FEUX EXPÉRIMENTAUX

4.1. PRÉSENTATION DE L’ÉTUDE

Dès son lancement, le PN ISI a été orienté vers une approche pratique et applicable des concepts d'ingénierie liés au feu et à ses effets. C'est pourquoi, à la lecture des différentes actions qui le composent, il est apparu clairement que l'expérimentation devait en constituer une étape importante, afin de mettre à profit les travaux menés par les différents groupes et de valider ou de mieux connaître les limites d'application des outils de modélisation recensés. A cet effet, il est apparu nécessaire de définir de manière collégiale des scénarios de feux et d’appliquer des outils de simulation à partir de données d’entrée compatibles et au plus près de conditions expérimentales. Ces conditions devaient être applicables à une configuration bâtimentaire simple mais représentative, et réalisables suivant des critères de sécurité et de sûreté optimums. Le bâtiment retenu pour cette étude, voué à la démolition, est un immeuble d’habitation de 135 m de long établi en R+9 à R+11 le long d’une avenue en déclivité sur la commune d’Arcueil (Photo 26). Le présent chapitre traite de l’essentiel des résultats obtenus sur la phase expérimentale et de l’état des travaux de la phase numérique.

Photo 26 : Vue de l’immeuble

Les deux éléments de base de ce projet de confrontation des outils numériques à des feux réels reposent sur la répétabilité des tests expérimentaux et la similitude des données expérimentales et numériques utilisées (géométrie, matériaux, ventilation,…). Deux scénarios correspondant à des locaux à sommeil ont été retenus par le groupe projet. L’un représentatif d’une chambre d’hôtel (Feux A) accessible par une circulation désenfumée, l’autre dans une chambre d’appartement (Feux B). Les feux A étaient destinés à une confrontation de l’outil numérique sur l’aspect « utilisateur » alors que les feux B étaient destinés à tester l’outil par lui-même. Ces deux scénarios devaient être répétés trois fois dans les conditions les plus semblables de géométrie, de nature et de masse des matériaux, et de ventilation. Ils ne pouvaient toutefois pas être réalisés au même endroit et le même jour (entraînant des conditions climatiques variables). Pour respecter au mieux ces conditions, il a été décidé d’utiliser trois étages consécutifs du 4ème étage au 6ème étage, le troisième étage étant réservé au poste central de mesures (PCM), dans la même travée des escaliers n°6 et n°7. Les séries de tests ont été planifiées chaque jour à la même heure pour disposer des conditions ambiantes les plus proches.

_____________________________________________________________________________________________________ 158/187

Deux cages d’escalier identiques ont également été utilisées (Feux C) dans des configurations de charge calorifique extrêmes (absence de combustible pour l’une et charge importante pour l’autre). Ces feux n’ayant pas été traités lors de la partie numérique, les résultats expérimentaux ne seront pas abordés dans ce rapport. La partie numérique du projet a commencé avec la réalisation de simulations prédictives de ces scenarii. Cette phase du projet n’a pas pu être totalement engagée et terminée avant l’issue des feux expérimentaux dans la mesure où les géométries finales et les caractéristiques matériaux (nature, masse,...) étaient ajustées jusqu'à la dernière semaine précédant les tests expérimentaux. Le présent chapitre fait état des démarches successives du groupe de travail et des premières conclusions. La richesse du projet et des débats permettent d’entrevoir, comme pour la composante expérimentale, une suite dans la collaboration des membres cités au-delà de la tâche traitée.

4.2. PARTIE EXPÉRIMENTALE

4.2.1. Cadre expérimental

Les plateaux de certains étages de l’immeuble ont été réunis afin de créer une circulation désenfumée d'environ 30 mètres (Figure 153). Les thèmes relatifs à chaque famille d'essai étaient les suivants : Scénario Hôtel (A) : Ce scénario avait pour but de connaître la variance entre les trois feux expérimentaux et de vérifier si les résultats de la simulation numérique se situent dans cet écart. Les modélisations associées à ces essais tiennent compte des "choix utilisateurs". Ce premier scénario concerne les occurrence de feu les plus importantes en terme de nombre de victimes dans les ERP. Les locaux sont généralement équipés de matériaux et matériels en quantité plus réduite que dans l’habitation mais rassemblent des populations qui ne maîtrisent pas leur environnement. La sécurité repose dans ce cas sur un compartimentage des volumes (parois, porte munie de ferme porte), une alerte rapide (détection automatique d'incendie et alarme) et une évacuation des occupants dans de bonnes conditions (désenfumage et issues de secours). Il a donc été proposé d’évaluer ces dispositions à l’aide d’un scénario de feu dans une chambre d’hôtel équipée d’un mobilier standard et défini, débouchant sur une circulation désenfumée mécaniquement (soufflage et extraction) dans les conditions de débit et de vitesse réglementaires. Scénario habitation (B) : Ce scénario a pour but d’apprécier l’écart entre les simulations réalisées et les feux expérimentaux dans lesquels le maximum de paramètres est contrôlé (potentiel calorifique, ouvertures, mise de feu,...). Les modélisations associées sont ainsi plus orientées vers une démarche de vérification du code que dans le cas précédent. Les locaux d’habitation représentent la majorité des incendies dans le domaine bâtimentaire. Le plus grand nombre de victimes recensées est également issu de ce type de locaux et concerne soit les occupants eux-mêmes, soit le voisinage immédiat du bâtiment par propagation. Les causes de sinistre sont multiples et le potentiel calorifique souvent élevé. L’absence de dispositif d’alerte (détection automatique d'incendie par exemple) ou d’alarme sonore conduit à ne pas préconiser l’évacuation générale des personnes. L’objectif de ce scénario est de tester une configuration de petit volume fortement chargé en combustible, en atmosphère potentiellement sous ventilée, et d’envisager une propagation vers le palier d’étage et l’escalier par la porte d’entrée de l'appartement restée ouverte. Ce scénario de feu a été réalisé avec le contrôle de la ventilation du local au niveau de la fenêtre. L’ouverture de celle-ci, tenue par des ventouses électromagnétiques, était pilotée depuis le PC mesures.

_____________________________________________________________________________________________________ 159/187

Figure 153 : Schéma type de l’étage utilisé pour les différents feux (après aménagement)

4.2.2. Essais type "chambre d'hôtel", Feux A

4.2.2.1. Potentiel calorifique

Les matériaux combustibles ont été choisis de manière à représenter le potentiel réel d’une chambre Campanile (Tableau 22, Photo 27).

Photo 27 : Vue du potentiel calorifique dans la chambre

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Tableau 22 : Lot combustible pour les feux A

4.2.2.2. Conditions aux limites et géométrie

Les scénarios "Chambre d'hôtel" ont été réalisés dans des locaux avec la configuration indiquée sur la Figure 154. Ainsi, à l'exception de la porte d'entrée de la chambre d'hôtel, l'ensemble des portes du volume sont fermées, en particulier celles aux extrémités de la circulation désenfumée. Les fenêtres sont initialement fermées. Du mortier a été utilisé afin de boucher les trous visibles pour limiter au maximum les fuites ou amenées d'air parasites. La circulation a une largeur de 2 Unités de Passage (UP), soit 140 cm de largeur. Le désenfumage se fait avec amenée d'air mécanique (débit de 2160 m3/h) et extraction mécanique (3600 m3/h). Le déclenchement du désenfumage est réalisé à partir d'un asservissement de ce dernier sur la détection incendie installée dans le couloir. Les débits ont été vérifiés avant les essais par l'installateur. Enfin, une contrainte inhérente à l'immeuble fait que 5 piliers porteurs (dimension approximative : 50 cm x 30 cm) en béton armé sont placés, à intervalle régulier, dans la circulation. Le mur de gauche de la chambre d'hôtel est constitué de briques rouges. La cloison d'origine commune entre la chambre et la circulation est constituée de mâchefer. Le mur de droite de la chambre d'hôtel est constitué de parpaing.

_____________________________________________________________________________________________________ 161/187

Figure 154 : Plan concernant les feux A, avec emplacements des mesures O2/CO/CO2 (cercles bleu, 1.6 m de hauteur)

4.2.2.3. Déroulement Feu A1

Allumage L'allumage a été réalisé à partir de 2 cubes allume-feu. Dans un premier temps l'allumage a été effectué sur le dessus de lit. Au bout de 3 minutes 30 secondes, le feu ne se propageant pas, il a été décidé de procéder à un aménagement afin de s'assurer du démarrage de l'incendie. Ainsi, avec précaution, un sapeur-pompier a retiré une partie du linge de lit afin de mettre le matelas à nu (le tiers supérieur) et a ensuite déplacé la source d'allumage, toujours enflammée, au niveau du matelas (toujours au niveau du premier tiers supérieur). Données thermiques Après 4 minutes d’essai, et une fois la modification effectuée concernant le foyer, l’ensemble des courbes de température suit une montée exponentielle modérée pour atteindre son paroxysme entre 10 et 11 minutes après l’allumage. Après ce pic d’intensité et de température, l’ambiance thermique dans la chambre diminue lentement et linéairement jusqu’à t0+28 minutes. A partir de t0+28 minutes, la fenêtre du fond de la chambre étant tombée, les températures décroissent plus rapidement du fait de l’absence de foyer et de l’apport d’air frais. Les températures maximales (400-500°C) ont été relevées autour du premier lit, au dessus de 2.4 m du sol, à t0+11 minutes. Dans le reste de la pièce, des températures maximales proches sont atteintes, de l’ordre de 300°C au-dessus de 1.2 m. Dans la chambre, on remarque au niveau des températures une stratification des fumées entre les thermocouples situés à 40 cm et à 80 cm (de l’ordre de 100°C à 40 cm et 200/250 °C à 80 cm). Dans la circulation, on retrouve cette stratification « thermique » des fumées mais avec des niveaux thermiques inférieurs. De plus, la couche chaude est de moins en moins épaisse au fur et à mesure que l’on s’approche de l’extracteur au bout du couloir. Concernant les mesures de température sur les fenêtres, on constate une montée en température décalée dans le temps par rapport aux mesures dans la chambre. En effet, les maxima de température sont atteints entre 16 et 20 minutes après l'allumage. Ceci est probablement imputable à un effet d'inertie thermique du vitrage. Sur la face interne de la vitre, les températures ne dépassent pas 150°C pendant l'essai. Il convient de noter que les thermocouples de la partie supérieure du vitrage interne enregistrent une température comprise entre 130°C et 150°C pendant environ 10 minutes. Cette température est suffisante pour provoquer une fonte partielle du battant en PVC de la

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fenêtre, expliquant l'état de cette dernière à la fin de l’essai. Sur la face externe, les températures ne dépassent pas 85°C tout au long de l'essai. Les maxima sont atteints en fin d'essai, toujours à cause de l'inertie thermique du double vitrage. Enfin, à 28 minutes 30 secondes, le battant de la fenêtre du fond de la chambre est tombé. Le feu étant en phase de déclin très avancée, cette ouverture de fenêtre n’a eu comme conséquence qu’un refroidissement de l’atmosphère générale. L’intervention consécutive des sapeurs-pompiers n’a nécessité que quelques coups de lance pour venir à bout de foyers résiduels et de faible intensité. Concentrations en O2, CO et CO2 Au niveau du point de prélèvement dans la chambre (cercle bleu sur la Figure 154), les concentrations évoluent de la même manière que les températures des thermocouples situés au même endroit, avec des extremums obtenus à t0+11 minutes. Dans le couloir, les variations de concentrations des trois espèces précitées sont moins importantes, avec des extremums atteints quelques secondes après ceux de la chambre. Ces valeurs sont reportées dans le tableau ci-dessous.

Concentration O2 CO2 CO

Dans la chambre 11.4 % 8.1 % 2800 ppm

Au début du couloir 18.7 % 2.25 % 480 ppm

A la fin du couloir 15.2 % 5 % 2500 ppm

Dans la gaine d’extraction 17 % 3.5 % 1500 ppm

Tableau 23 : Extremums atteints concernant les concentrations en O2, CO et CO2

Constatations post-incendie Les photos suivantes montrent l’état de la chambre après extinction par les sapeurs-pompiers. Le couloir est simplement noirci par les fumées, sans effets thermiques notables à l'exception du palier de la chambre, avec combustion partielle des boiseries et cloquages de la peinture murale.

Photo 28 : Vue du fond de la pièce

Photo 29 : Vue du bureau, à gauche de la porte d'entrée

_____________________________________________________________________________________________________ 163/187

Photo 30 : Dégâts sur le second lit et la table de chevet

Photo 31 : Entrée de la chambre

Photo 32 : Vue de la première fenêtre à gauche en rentrant

Photo 33 : Vue de la chambre, avec les fenêtres dans le dos


Allumage L'allumage a été réalisé à partir de 2 cubes allume-feu. Dès le début de l'essai, le linge de lit est aménagé afin de pouvoir poser les cubes directement sur le drap. Données thermiques Les températures commencent à augmenter dans la chambre environ 1 minute après l'allumage. Elles augmentent de manière quasi-linéaire jusqu'à t0 + 5 minutes avant d'atteindre un maximum local à t0 + 7 minutes 30 secondes. Un second maximum, légèrement plus important, est atteint au bout de 9 minutes 10 secondes. Ensuite les températures commencent à décroître lentement, alors que l'essentiel du matelas est consumé. On observe un léger sursaut au bout de 14 minutes 20 secondes, suivi par une nouvelle décroissance. Au bout de 15 minutes 8 secondes, la fenêtre instrumentée, au fond de la chambre, tombe, entraînant 40 secondes plus tard une brutale montée en température. Cette dernière montée s'effectue par paliers successifs à 16 minutes 45 secondes, 18 minutes et 20 minutes. Au bout de 20 minutes après l'essai, la chambre est totalement embrasée, avec des températures entre 800°C et 1100°C en partie haute. L'embrasement généralisé (ou flashover) est observé peu après t0 + 19 minutes, avec une brusque montée en température des thermocouples de la chambre situés en partie basse. Une fois encore, les arbres de thermocouples les plus sollicités sont ceux situés autour du premier lit. Concernant la stratification des fumées, thermocouples de la chambre indiquent tous la même tendance, avec une couche chaude stratifiée entre 40 et 80 cm de hauteur environ 3 minutes après le début de l'essai.

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Dans la circulation, les fumées sont thermiquement stratifiées, avec deux régimes distincts, avant et après la chute de la première fenêtre de la chambre. Concernant les mesures de température sur les fenêtres, on constate encore une fois une montée en température décalée dans le temps par rapport aux thermocouples placés dans la chambre. Juste avant la chute de la fenêtre, 4 thermocouples positionnés sur la face interne de la fenêtre enregistrent des températures comprises entre 180 et 210 °C. La température dépasse 130°C sur plusieurs capteurs après 10 minutes d'essai (hypothèse de début de transition vitreuse du PVC). Sur la face externe de la fenêtre, la température dépasse 100°C peu de temps avant la chute de la fenêtre. Concentrations en O2, CO et CO2 Au niveau du point de prélèvement dans la chambre (cercle bleu sur la Figure 154) et avant la chute de la fenêtre, les concentrations évoluent de la même manière que les températures dans le local, avec les extremums indiqués sur le Tableau 24, obtenus à t0+9'30''. Après la chute de la fenêtre, la concentration en O2 augmente sensiblement tandis que les concentrations en CO2 et CO diminuent ; on observe ceci jusqu'à t0 + 16 minutes 30 secondes. Après les concentrations atteignent un premier extremum à 18 minutes 20 secondes puis leurs extremums absolus entre 20 et 25 minutes après l'allumage, lorsque la chambre est intégralement embrasée. Dans le couloir, les variations de concentrations des trois espèces précitées sont moins importantes, avec des extremums atteints quelques secondes après ceux de la chambre.


Dans la chambre, avant la chute de la fenêtre 10 % 10 % 5200 ppm

Dans la chambre, après la chute de la fenêtre 0 % 19.6 % 3.6 %

Au début du couloir, avant la chute de la fenêtre 17.2 % 3.7 % 2000 ppm

Au début du couloir, après la chute de la fenêtre 16.3 % 5 % 5600 ppm

A la fin du couloir, avant la chute de la fenêtre 14.3 % 5.6 % 3500 ppm

A la fin du couloir, après la chute de la fenêtre 10.9 % 9 % 5300 ppm

Dans la gaine d’extraction, avant la chute de la fenêtre 16.3 % 3.8 % 2100 ppm

Dans la gaine d’extraction, après la chute de la fenêtre 13.3 % 6.6 % 7800 ppm


Constatations post-incendie Les photos suivantes montrent l’état de la chambre après extinction par les sapeurs-pompiers.

Photo 34 : Vue de la chambre, à partir de la porte d'entrée

Photo 35 : Vue de la chambre du coin opposé à la porte d'entrée

_____________________________________________________________________________________________________ 165/187

Photo 36 : Vue des résidus carbonisés des deux lits

Photo 37 : Bloc autonome placé en partie haute de la circulation

Photo 38 : Vue de la circulation ; la chambre est au fond du couloir, sur la droite

Photo 39 : Seconde vue de la circulation ; la chambre est au fond du couloir, sur la droite


Cet essai n’est pas détaillé, car le comportement du feu est très proche de celui du feu A1 (Photo 40 et Photo 41). La température maximale mesurée dans la pièce est de 520°C.

Photo 40 : Tête de lit

Photo 41 : Entrée de la chambre

_____________________________________________________________________________________________________ 166/187

4.2.3. Essais type "feu d’appartement", Feux B

4.2.3.1. Potentiel calorifique

Un lot combustible reproductible comporte les éléments suivants (Tableau 25) :

Tableau 25 : Lot combustible pour les feux B

Photo 42 : Vue du potentiel calorifique dans la chambre

Photo 43 : vue d'une chaise en mousse PU

Dans tous les cas, l'allumage a été réalisé à partir de 2 cubes allume-feu directement sur la mousse du matelas.

4.2.3.2. Conditions aux limites et géométrie

Les scénarios "Feux d’appartement" se faisaient dans des locaux avec la configuration suivante :

_____________________________________________________________________________________________________ 167/187

Figure 155 : Plan concernant les feux A, avec emplacements des mesures O2/CO/CO2 (cercles bleu,

1.6 m de hauteur) Pour ces scénarios, toutes les portes sont fermées à l'exception de la porte donnant sur la chambre la plus proche de la fenêtre et de la porte d'entrée de l'appartement. Toutes les autres portes sont laissées en place et participent donc à la charge combustible globale de l'appartement. Il y a une seule fenêtre, à double battant, dans l'appartement. Son ouverture est provoquée au bout de 8 minutes d'essai. En effet, la fenêtre a été sciée de ses gonds et est maintenue au début de l'essai par une barre de fer, elle-même maintenue par des ventouses électromagnétiques. L'appartement donne sur la cage d'escalier. Cette dernière est ouverte en partie basse (portes d'entrée de l'immeuble ouvertes). Toutes les portes palières au-dessus de l'étage sinistré sont fermées, de même que l'ouvrant de désenfumage en partie haute de la cage d'escalier. Son ouverture est contrôlée depuis le PC mesure pour la phase d’extinction. Le mur de gauche sur le plan est en béton, de même que le mur autour de la porte d'entrée de l'appartement. La cloison figurant en violet sur le plan ci-dessus est en plaques de plâtre, celles à proximité de la fenêtre sont en briques rouges. Le reste des cloisons de l'appartement est en mâchefer. 2 poteaux porteurs en béton sont également visibles sur le plan ci-dessus.

4.2.3.3. Déroulement Feu B1

Données thermiques Les 6 arbres de thermocouples de la chambre ont un comportement similaire en termes de montée en température. Seuls les niveaux de température changent d'un arbre à l'autre, en fonction de la proximité au foyer dans la phase de croissance de l'incendie et en fonction de la proximité à la fenêtre dans la phase post-flashover. Il y a rapidement établissement d'une couche chaude de fumée entre 40 et 80 cm de hauteur dans toute la chambre ; celle-ci se maintient jusqu'à la chute de la fenêtre. Après cet évènement, les températures dans le local augmentent brutalement pour les 4 arbres de thermocouples les plus proches de la fenêtre. Il n'y a alors plus de stratification dans la chambre et tous les thermocouples enregistrent rapidement une température supérieure à 800°C ; c'est l'embrasement généralisé dans la chambre. Au fond de la chambre, les températures mesurées peu de temps après la chute de la fenêtre sont de l'ordre de 700 °C. C'est seulement 12 minutes après le début de l'essai, alors que le feu commence à décliner à proximité de la fenêtre, que l'on observe un nouveau phénomène thermique dans le fond de la chambre ; en effet, à cet instant, on observe une brusque montée de température de l'ordre de 200 °C.

_____________________________________________________________________________________________________ 168/187

Dans le couloir de l'appartement, il y a stratification des fumées entre 80 et 120 cm de hauteur ; ceci est du à l'apport d'air frais par la porte de l'appartement. Les températures varient entre 280°C et 480 °C pour la couche chaude de fumées en situation pré-flashover. Devant la porte de l'appartement, il y a établissement d'une limite couche chaude/couche froide à 120 cm de hauteur. Ceci est effectivement confirmé par les vidéos réalisées par les sapeurs-pompiers montrant, dans un premier temps, des fumées puis des flammes sortir par la partie haute de la porte. Les données thermiques montrent qu'au bout de 950 secondes après le début de l'essai se produit un phénomène thermique dans le couloir de l'appartement, avec brassage des fumées, conduisant à une destratification des fumées et à une élévation de température. Une vidéo d'intervention des sapeurs-pompiers laisse supposer que cela est imputable à la combustion des portes du couloir, lesquelles représentent la majorité du combustible à brûler à cet instant (l'incendie dans la chambre étant en phase de déclin avancé du fait de la combustion de la majorité du potentiel présent initialement). Les températures les plus importantes dans la cage d'escalier sont obtenues 15 minutes après le début de l'essai lors de la reprise d'activité du sinistre décrite dans le paragraphe précédent. Les données montrent que l'ambiance thermique de la cage d'escalier est intenable pour un être humain lors du maximum d'intensité du feu (ce point sera appuyé par la suite avec les concentrations en O2, CO et CO2). Concentrations en O2, CO et CO2 Lors de cet essai, le feu a été plus violent que prévu à l'origine, conduisant à la fonte des lignes de prélèvements protégées, en téflon. Les analyses O2, CO et CO2 dans la chambre ne sont donc disponibles que pour les 290 premières secondes (4 minutes 50 secondes). Elles sont néanmoins intéressantes car tant le CO2 que l'O2 semblent avoir atteint un palier vers 260 secondes. Seul le CO continue alors à augmenter, probablement à cause des conditions de sous-ventilation atteintes par le foyer.


Dans la chambre (t0+290 s) 0.5 % 14 % 5 %

Sur le palier, avant l’ouverture de la fenêtre 4.8 % 13.5 % 5 %

Sur le palier, après l’ouverture de la fenêtre 3 % 12.5 % 4.2 %


Constatations post-incendie Les photos suivantes montrent l’état de la chambre après extinction par les sapeurs-pompiers. Le couloir est simplement noirci par les fumées, sans effets thermiques notables à l'exception du palier de la chambre, avec combustion partielle des boiseries et cloquages de la peinture murale.

_____________________________________________________________________________________________________ 169/187

Photo 44 : Vue de la chambre, face à la fenêtre

Photo 45 : Vue du reste de la chambre, à l'emplacement du lit


Le déroulement de l'essai a été perturbé par une chute précoce de la fenêtre imputable au fait que les câbles d'alimentation des ventouses électromagnétiques n'ont pas résisté à la sollicitation thermique des premières minutes de l'incendie. La fenêtre est tombée 2 minutes et 30 secondes après le début de l'essai. Données thermiques Les 6 arbres de thermocouples de la chambre ont un comportement similaire en termes de montée en température. Au moment de la chute de la fenêtre, la température mesurée est de l'ordre de 200°C en partie haute au fond de la chambre et de l'ordre de 150°C en partie haute au niveau de la fenêtre. A l'ouverture de la fenêtre, la température continue à augmenter très rapidement dans le local. 3 minutes après le début de l'essai, on observe le phénomène d'embrasement généralisé. La vitesse de montée en température des thermocouples en partie haute augmente fortement et ceux situés en partie basse montent également rapidement en température. Pendant l'embrasement généralisé, tous les thermocouples situés près de la fenêtre mesurent des températures entre 600 et 1000 °C. Dans cette zone, le feu décline progressivement après 10 minutes d'essai. Près du lit, les niveaux thermiques atteints sont légèrement inférieurs, malgré la présence d'une forte charge combustible. Cela est probablement imputable à une moins bonne oxygénation de cette partie de la chambre. Ces arbres mesurent une remontée en température 10 minutes après le début de l'essai. Ceci est dû à la pénétration plus importante de l'oxygène dans le fond du local (moins de combustible à proximité de la fenêtre) et à la combustion des palettes de bois constituant le sommier. Dans le couloir de l'appartement, on mesure des températures comprises entre 600 et 800 °C en partie haute lors de l'embrasement généralisé de la chambre, avec stratification des fumées entre 80 et 120 cm ; la couche inférieure est néanmoins très chaude, avec des températures situées entre 200 et 500°C. Sur le palier d'étage, il y a également stratification des fumées, avec des températures comprises entre 300 et 750°C en couche chaude et 20 et 180°C pour la couche libre de fumées. La hauteur de l'interface varie entre 120 et 160 cm. Concentrations en O2, CO et CO2 Les concentrations commencent à évoluer environ 1 minute après le début de l'essai, à l'exception du CO. Après la chute de la fenêtre, la concentration en O2 dans la chambre diminue rapidement pour descendre en dessous de 5 % jusqu'à t0+6'20'' (descendant même à 0% pendant plusieurs dizaines de secondes). La concentration en O2 remonte ensuite jusqu'à 12% à 6'40'', avant de rechuter brutalement. Elle remonte ensuite jusqu'à 15 % au bout d'environ 10 minutes d'essai. Au bout de 12 minutes d'essai, celle-ci raugmente progressivement pour approcher 20% au bout de 30 minutes.

_____________________________________________________________________________________________________ 170/187

La concentration sur le palier évolue de manière similaire, à l'exception de la concentration à 10 minutes, qui correspond à une diminution de la concentration en oxygène sur le palier, alors que cette dernière augmente dans la chambre. Les concentrations en CO2 présentent un comportement similaire aux concentrations en O2 (mais avec un sens de variation inversé). Concernant le CO, les concentrations mesurées commencent à augmenter 3'20'' après le début de l'essai, quelques secondes après l'embrasement généralisé dans le local. Dans la chambre, on observe 3 pics principaux de concentration : 2 % à 3'40'', 3,7 % à 5'20'' et 3,2% à 8'10''.


Dans la chambre 0 % 16.2 % 3.7 %

Sur le palier 3.5 % 11.5 % 2.8 %



Données thermiques Les 6 arbres de thermocouples de la chambre ont un comportement proche en termes de montée en température. Les 2 arbres à proximité du matelas ont une montée en température légèrement plus rapide et des niveaux de température supérieurs. Il y a rapidement établissement d'une couche chaude de fumée entre 40 et 80 cm de hauteur dans la partie de la chambre qui n'est pas occupée par le matelas, avec des températures de l’ordre de 600°C, celles-ci atteignant 800°C à proximité du foyer primaire. A l'ouverture de la fenêtre, les températures de tous les thermocouples près de celle-ci augmentent rapidement entre 600 et 1200 °C (avec une majorité de capteurs au-dessus de 800°C). A l'ouverture de la fenêtre, les températures de tous les thermocouples situés près du matelas chutent de 150 à 300 °C, le feu perdant en intensité dans cette zone par manque d'oxygène. Lorsque le feu décline à proximité de la fenêtre, on observe une intensification des sollicitations thermiques au fond de la pièce, avec des niveaux de température compris en 600 et 1000°C. Le feu perd en intensité après environ 16 minutes d'essai. Dans le couloir de l'appartement, il y a stratification des fumées entre 80 et 120 cm de hauteur, dû à l'apport d'air frais par la porte de l'appartement. Concentrations en O2, CO et CO2 Dans la chambre, la concentration en O2 commence à décroître après 90 secondes d'essai. Elle descend à 0% au bout de 4'40'' et jusqu'à 9'30''. Cette concentration remonte brièvement à 4% au bout de 10'10'', avant de diminuer une nouvelle fois à 0%. A partir de 13'10'', la concentration remonte progressivement pour osciller autour de 12% jusqu'à 17 minutes. Après, elle remonte progressivement jusqu'à la fin de l'essai pour terminer à 20% à t0+30 minutes. La concentration en CO2 suit une évolution inverse, avec des pics de concentration entre 16 et 17 % lorsque la concentration en O2 chute à 0%. Concernant le CO, sa concentration commence à augmenter dès que la concentration en O2

commence à chuter. On atteint un premier palier de l'ordre de 5 % entre 4'50'' et 6'20''. Ensuite un premier pic est atteint à 7,2% quelques secondes avant l'ouverture de la fenêtre. Cette ouverture provoque une importante et courte réduction de la concentration en CO, immédiatement suivie d'un pic de concentration à 7% à t0+8'30''. Celle-ci chute ensuite brutalement lors de l'embrasement généralisé à des concentrations de l'ordre de 0,5% puis remonte à 3,5 % à 11'30''. Après ce dernier pic elle retombe à des niveaux de l'ordre de 2500 ppm jusqu'à la fin de l'essai.

_____________________________________________________________________________________________________ 171/187

Sur le palier, les concentrations en O2, CO et CO2 ont un comportement similaire, mais avec des pics moins marqués. A partir de t0+12 minutes, on observe une différence notable avec rechute de la concentration en O2 (les concentrations en CO2 et CO continuent à décroître) ; ceci est probablement imputable à la combustion des portes et placards situés à proximité du point de prélèvement.


Dans la chambre, avant l’ouverture de la fenêtre 0 % 17 % 7.2 %

Dans la chambre, après l’ouverture de la fenêtre 0 % 17.5 % 7 %

Sur le palier, avant l’ouverture de la fenêtre 7.8 % 11.3 % 3 %

Sur le palier, après l’ouverture de la fenêtre 7.8 % 11.3 % 2 %


4.3. PARTIE NUMÉRIQUE

4.3.1. Cadre numérique

Cet exercice a réuni les principaux acteurs de l’ISI en France. La modélisation des phénomènes du feu étant particulièrement complexe, l’idée est de construire une méthode de travail commune afin de donner une crédibilité à l’utilisation de l’outil numérique (au sens large) dans les activités de la sécurité incendie. Un appel à candidature à la partie numérique a été réalisé au sein du PN ISI. Les participants ont donc tous été volontaires et ont spontanément (et indépendamment) proposé d’utiliser le logiciel FDS (v5.2.5). La partie numérique s’est déroulée en deux étapes : la réalisation de simulations prédictives individuelles et la réalisation de simulations collégiales. Les premières ont été réalisées avant les expérimentations et ont servi de base de réflexion au groupe de travail cité en introduction. Les secondes simulations ont été réalisées post expérimentations en tenant compte des débats menés à partir des premières études et confrontées aux données expérimentales. La confrontation des simulations numériques à posteriori et des mesures expérimentales n’est pas aboutie dans le cadre du présent rapport, ceci dans la mesure où les valeurs « enveloppe » expérimentales relèvent de l’exploitation statistique préalable des résultats. La partie « simulations prédictives » a commencé avec l’envoi de données nécessaires à la réalisation des simulations, en complément du protocole expérimental. Chaque participant devait interpréter ces données, réaliser les simulations et transmettre les résultats. L’ensemble des simulations des différents participants a été post traité afin de les comparer entre elles. Cette analyse est décrite ci-dessous.

4.3.2. Choix de modélisation

Sans entrer dans les détails des options de modélisation utilisées pour réaliser les simulations, il apparait qu’un certain nombre de choix différents ont été réalisés selon les utilisateurs, qui concernent principalement :

- Le découpage du domaine d’étude : il a été fait appel à 1, 3 ou 4 domaines de calcul et autant de maillages associés. Les tailles de maille sont comprises entre 5 et 10 cm.

- Plusieurs approches pour décrire le développement du feu ont été utilisées :

_____________________________________________________________________________________________________ 172/187

Construction d’une courbe de débit calorifique imposé, englobant tous les matériaux combustibles, et dont la source débitante est répartie sur la surface de la pièce ;

Courbes de débit calorifique propres à chaque matériau combustible, avec un critère

de déclenchement imposé par l’utilisateur (critère de temps) ;

Courbes de débit calorifique propres à chaque matériau combustible, avec un critère de déclenchement de température (ou flux incident) ;

Utilisation du modèle de pyrolyse de FDS, prenant en compte le comportement réel

des matériaux ;

Utilisation mixte source prescrite / modèle de pyrolyse en fonction des matériaux ;

Ainsi, un des utilisateurs (identifié par le N°1 sur les figures suivantes) a fait appel à un seul type de matériau car il a utilisé une approche uniquement par source prescrite englobante, alors qu’un autre (utilisateur N°7) a fait appel à treize matériaux différents en proposant une approche très réaliste des phénomènes physiques, tant sur le plan de la combustion, avec des données matériaux affinées, que sur le plan chimique, puisqu’il prend par exemple en compte l’eau présente dans le béton.

- Modèle de toxicité : il est en effet possible de soit utiliser un algorithme spécifique à la

production de CO (réaction chimique supplémentaire), soit corréler directement le taux de CO produit en fonction du taux de combustible brûlé.

- La gestion de l’évènement « bris de fenêtre », simulé par le biais d’un critère de bris de

vitrage, ou contrôlé par l’utilisateur (critère en temps).

4.3.3. Résultats pour le feu A

Les figures qui suivent indiquent certains résultats obtenus lors des essais en comparaison de ceux issus des simulations prédictives. La Figure 156 concerne l’évolution de la température dans la chambre d’hôtel, au fond à droite derrière les deux lits (voir le croquis sur la figure), à une hauteur z = 2.40 m. C’est une zone qui se situe dans un coin de la pièce. On constate une dispersion dans les résultats des simulations, que cela soit au niveau des montées en température ou des valeurs maximales atteintes. On peut noter que la courbe obtenue par l’utilisateur N°2 est voisine de celle obtenue lors de l’essai A2, avec une température maximale d’environ 350°C avant le bris de vitrage, et d’environ 750°C après, consécutive à l’amenée d’air frais dans la pièce. La différence vient de l’instant de bris de vitrage, qui survient 5 minutes trop tôt (précisons que cet utilisateur avait choisi un critère de temps à 12 minutes).

_____________________________________________________________________________________________________ 173/187

Courbes de température simulée pour le feu A

0

200

400

600

800

1000

1200

0 500 1000 1500 2000

t (s)

T (

°C) A1

A2

A3

Courbes de température obtenues lors des essais des feux A

Figure 156 : Comparaison expérience/simulation (point de mesure repéré par la croix rouge sur le croquis, à une hauteur de 2.4 m)

La Figure 157 concerne cette fois-ci l’évolution de la température en face de la porte de la chambre, en partie basse (z = 0.40 m). C’est une zone qui peut potentiellement se situer dans la zone froide d’air qui entre dans la pièce. C’est aussi une zone qui se situe à proximité du soufflage du système de désenfumage.

_____________________________________________________________________________________________________ 174/187

Courbes de température simulée pour le feu A

0

200

400

600

800

1000

1200

0 500 1000 1500 2000

t (s)

T (

°C) A1

A2

A3

Courbes de température obtenues lors des essais des feux A


Alors que la plupart des utilisateurs sous-estiment la température, l’utilisateur N°2 obtient cette fois-ci des températures trop importantes. Ce résultat est lié à un phénomène purement numérique du code FDS quand on utilise une source prescrite. Le problème se pose en effet lorsque, dans des géométries confinées où l’oxygène vient rapidement à manquer comme c’est le cas ici, le débit calorifique imposé par l’utilisateur est surestimé. Même si l’oxygène fait défaut, des gaz combustibles sont toujours débités, donc transportés dans la pièce, et vont finalement brûlés en présence d’air frais, parfois loin de la zone initiale en feu. L’évolution de température obtenue par l’utilisateur N°2 s’explique ainsi de la manière suivante : au bout de 400 s, il n’y a plus assez d’oxygène dans la pièce (voir Figure 159 par ailleurs) et la zone de réaction (donc de dégagement d’énergie) est alors délocalisée au point où est mesurée la

_____________________________________________________________________________________________________ 175/187

température, puisqu’il est situé à proximité du soufflage d’air frais. La température redescend ensuite après 720 s (ouverture de la fenêtre, donc apport d’oxygène) puisque le niveau d’oxygène redevient suffisant pour dégager l’énergie prescrite par l’utilisateur dans la pièce. La Figure 158 (évolution de la fraction molaire de CO) et la Figure 159 (fraction molaire d’O2) illustrent à nouveau la diversité des résultats obtenus par les simulations prédictives. Le capteur se situe dans les deux cas dans la zone d’entrée de la chambre, en partie haute (z = 2 m).

Courbes de fraction molaire de CO simulée pour le feu A

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0 500 1000 1500 2000

t (s)

CO

(m

ol/m

ol)

A1

A2

A3

Courbes de fraction molaire de CO obtenues lors des essais des feux A

Figure 158 : Comparaison expérience/simulation (point de mesure repéré par la croix rouge sur le croquis, à une hauteur de 2 m)

_____________________________________________________________________________________________________ 176/187

Courbes de fraction molaire de O2 simulée pour le feu A

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0 500 1000 1500 2000

t (s)

O2

(mo

l/mo

l)

A1

A2

A3

Courbes de fraction molaire de O2 obtenues lors des essais des feux A


_____________________________________________________________________________________________________ 177/187

4.3.4. Résultats pour le feu B

Les résultats obtenus pour le feu B sont présentés succinctement ci-dessous. On constate une nouvelle fois une variation importante dans les résultats, que cela soit au niveau des prédictions numériques ou au niveau des résultats expérimentaux.

Courbes de température simulée pour le feu B

0

200

400

600

800

1000

1200

0 300 600 900 1200 1500 1800

t (s)

T (

°C) B1

B2

B3

Courbes de température obtenues lors des essais des feux B


_____________________________________________________________________________________________________ 178/187

Courbes de température simulée pour le feu B

0

200

400

600

800

1000

1200

0 300 600 900 1200 1500 1800

t (s)

T (

°C) B1

B2

B3

Courbes de température obtenues lors des essais des feux B


_____________________________________________________________________________________________________ 179/187

Courbes de fraction molaire de CO simulée pour le feu B

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0 300 600 900 1200 1500 1800

t (s)

CO

(m

ol/m

ol)

B2

B3

Courbes de fraction molaire de CO obtenues lors des essais des feux B


_____________________________________________________________________________________________________ 180/187

Courbes de fraction molaire de O2 simulée pour le feu B

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0 300 600 900 1200 1500 1800

t (s)

O2

(%) B1

B2

B3

Courbes de fraction molaire de O2 obtenues lors des essais des feux B


_____________________________________________________________________________________________________ 181/187

4.4. CONCLUSIONS

La répétition en série de trois essais, pour chacun des feux A et B, a abouti à des variations importantes des effets thermiques, malgré la maîtrise des paramètres liés au combustible (nature et masse), à la géométrie des volumes, à la nature des parois et à la source d’allumage. L’interprétation des phénomènes constatés sur les feux A (chambre d’hôtel) est complexe et sera développée à l’occasion d’une étude dépassant le cadre du présent rapport. La combinaison de plusieurs d’entre eux est vraisemblablement à l’origine des écarts constatés. La maîtrise des conditions de ventilation des feux B (appartement) et la faible diversité des matériaux a permis d’obtenir une meilleure répétabilité des résultats sur ces tests. Tous les résultats ont été validés à l’issue de la vérification des moyens de mesure installés. La crainte de variations importantes des conditions climatiques sur plusieurs journées d’essai pouvant affecter les conditions initiales de feu n’a pas été avérée : les observations et mesures effectuées montrent une similitude de température, d’humidité et de pression atmosphérique entre les différents essais. Les travaux menés à l’aide des outils numériques ont permis de confronter des approches, savoir-faire ou stratégies de modélisation autour d’un outil unique, à savoir : le code FDS version 5 du NIST. Sans grandes surprises, une certaine dispersion des résultats de simulation a été observée, même dans le cas du feu B, où le maillage était imposé et pour lequel il y avait moins de matériaux combustibles. Cette dispersion a amené un débat et de riches échanges ont permis de définir un certain nombre de recommandations dans l’utilisation du code FDS, certaines pouvant s’appliquer à d’autres codes de simulations. Elles sont énumérées ci-dessous :

- Il est important de garder des tailles de mailles homogènes dans les trois directions de l’espace (x,y,z) afin d’éviter d’avoir des mailles allongées. L’idéal est d’avoir des mailles cubiques. Il faut aussi veiller à bien respecter le nombre de maille suivant la décomposition FFT7 préconisée quitte à augmenter légèrement la taille du domaine afin d’obtenir un nombre de maille adéquat. Les cellules supplémentaires peuvent être ”remplies” par des obstacles solides afin de diminuer le nombre de mailles fluides pour ne pas trop augmenter le temps de calcul.

- Il ressort aussi des discussions qu’il serait opportun d’avoir des petites mailles dans les zones

de foyer potentiel et de garder des mailles plus grandes dans les zones potentiellement sans feu. La taille de maille de 5 ou 10 cm semble être correcte pour des tailles de domaines ”habitat” (10-20 m pour le domaine de calcul). Ce point reste à vérifier en fonction de la puissance du foyer et en fonction de l’approche source prescrite ou modèle de pyrolyse.

- Le découpage du domaine de calcul permet de faire du calcul parallèle avec FDS, le gain de

temps étant particulièrement significatif. Il a cependant été évoqué un problème potentiel de calcul du champ de pression au niveau du raccord entre les différents « sous domaines », qui est donc à surveiller.

- Il faudrait bien entendu, en toute rigueur, modéliser tous les matériaux utilisés, mais cela pose

certains problèmes de base de données. Il est donc préconisé de lister les principaux matériaux (sur un critère de masse par exemple) et de ne prendre que les plus prédominants. De plus, il est conseillé de ne considérer que des grandes familles de matériaux (par exemple utiliser qu’un seul bois ”moyen” si on a du sapin massif et de l’aggloméré ; de même pour les bétons présents). En termes de base de données matériaux, utiliser les matériaux les plus usuels (que l’on trouve dans le SFPE Handbook ou les Eurocode par exemple).

- Dans la mesure où FDS ne considère qu’une réaction de combustion globale, il convient

d’utiliser la réaction de combustion du matériau représentatif.

7 Voir le guide de l’utilisateur de FDS [1] pour plus de détail.

_____________________________________________________________________________________________________ 182/187

- Lorsqu’on utilise des sources prescrites dans un domaine confiné, il faut vérifier que le débit calorifique imposé ne soit pas surestimé lorsque l’oxygène vient à faire défaut, sous peine d’avoir des zones de réaction délocalisées et irréalistes. Il est possible de devoir réajuster la courbe de débit calorifique plusieurs fois avant d’obtenir une courbe réaliste.

- Pour simuler la chute de la fenêtre, l’expérimentation montre que dans le cas des fenêtres

doubles vitrages sur huisserie PVC, le verre ne casse pas mais l’huisserie PVC se déforme sous l’effet de la chaleur. Ainsi, soit toute la fenêtre tombe avec l’effet cumulée de son propre poids et des pressions mises en jeu par le feu, l’huisserie n’ayant plus de tenue mécanique (transition vitreuse du PVC), en particulier quand les battants de la fenêtre sont fermés ; soit les gongs s’arrachent sous le poids de la fenêtre pour les mêmes raisons. Il est donc proposé de modéliser la fenêtre avec un ensemble constitué de verre et une rangée de cellule PVC, d’asservir l’ouverture numérique de l’ensemble à la température de début de transition vitreuse du PVC (125°C) et de placer ce point d’asservissement dans les mailles PVC.

- Pour les conditions limites de types extraction ou soufflage, préférer le débit imposé à une

vitesse imposée. Prévoir une surface d’amenée d’air suffisante pour limiter la vitesse de passage de l’air à moins de 5 m/s.

- Le modèle de pyrolyse ainsi que celui de création de CO sont encore à approfondir, et donc à

utiliser avec prudence.

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5 CONCLUSIONS

Les différents travaux effectués dans le cadre de l’action 6 du PNISI, qui ont principalement concerné la confrontation de la démarche ISI à des sinistres réels, ont conduit à de nombreuses réflexions, tant sur la démarche de reconstitution de sinistre, sur les données nécessaires ou suffisantes pour les simulations numériques dans le cadre d'une démarche ISI, que sur les précautions à prendre lors des choix de modélisation. Ces constations, faites alors que les conséquences de l'incendie étaient connues, sont également valables pour toute démarche d'ingénierie de sécurité incendie lorsque l'on travaille à partir de scénarios d'incendie d'étude afin de pouvoir estimer leurs conséquences éventuelles. Le premier constat qui s’impose est la nécessité d'encadrer l’approche par simulation numérique du feu. Cela est lié à trois éléments que l’on pourrait définir comme « le triangle de la modélisation du feu » :

- les données d’entrée : pour la démarche de reconstitution numérique qui vise à déterminer un scénario qui soit le plus en accord avec les faits observés, elles sont indispensables. On a pu constater que les sinistres peuvent être de nature très diverse. Ainsi, lorsque le feu s’est largement développé sur une vaste surface (voir le sinistre F3 par exemple), il peut se révéler très difficile, voire illusoire, de déterminer l’ordre dans lequel les évènements se sont déroulés. De même, plus les dommages sont conséquents, plus le recueil d’éléments d’information utilisables devient difficile. Ainsi, sur certains sinistres quasi-totaux, il faut se résoudre à ne pas disposer de suffisamment d’éléments techniques d’information et à ne formuler que des hypothèses. Envisager une approche par simulation numérique dans de telles conditions devient alors le plus souvent délicat à mettre en œuvre.

- l’outil de modélisation : le choix de l’outil mathématique au sens large implique la prise de

quelques précautions élémentaires. Il doit être bien adapté au problème à traiter (voir sinistres F1 et F3). Le praticien ISI doit donc être conscient que l’usage sans réflexion de modèles comme outil commode et à tout faire ne peut conduire qu'à des désillusions.

- l’utilisateur : il est également un élément clé de la modélisation, puisque il définit les données

d’entrées, choisit l’outil numérique, fait ensuite des hypothèses de modélisation et interprète les résultats. Les feux d’Arcueil montrent que, même lorsque les données d’entrée sont un minimum encadrées (feux B), des variations peuvent encore subsister dans les résultats.

Cependant, rappelons à juste titre que chaque feu est particulier et unique en raison de l’extrême variabilité de nombreux paramètres susceptibles d’influer sur son développement. Pour preuve, les feux d’Arcueil, pour lesquels des essais ont été répétés 3 fois dans les mêmes conditions, ont aboutis à des résultats parfois extrêmes, entre le feu qui ne se propage pas et celui qui se développe jusqu’au flashover (feux A). La dispersion des résultats généralement obtenue lors des confrontations de simulations prédictives est en ce sens parfaitement logique et ne doit pas jeter le discrédit sur les outils utilisés comme il l'est quelquefois constaté. Ainsi, un choix légèrement différent entre 2 utilisateurs (par exemple un critère de bris de vitrage) peut conduire à deux simulations avec des résultats très éloignés. A ce titre, il faut rappeler que la méthodologie (voir A01) prévoit que des analyses paramétriques ou de sensibilité soit faites dans certains cas. Il apparait donc capital de recenser les paramètres, informations et données nécessaires ou suffisantes pour les outils de simulation afin obtenir des résultats cohérents et pertinents, ainsi que de définir des règles de bonne conduite pour l’utilisateur. Les différentes reconstitutions effectuées ont permis de mettre en évidence certains paramètres et évènements majeurs du scénario incendie susceptibles de « peser » sur le développement d’un sinistre. Ce point peut être également riche d’enseignement dans le domaine de la prévention pour ce qui est de la recherche de niveaux de sécurité accrue. Ces éléments sont récapitulés ci-dessous :

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- Les conditions météorologiques peuvent avoir une influence non négligeable (sinistre F1).

- L’état des différentes ouvertures, permettant au comburant de pénétrer, doivent faire partie des données à évaluer avec soin (sinistres F1 et F4).

- Il ne faut pas négliger le potentiel calorifique des revêtements muraux ; il peut être incorporé

dans le terme source (en majorant le débit calorifique) ou bien être utilisé comme vecteur de propagation (sinistre F4).

- L’action des sapeurs-pompiers peut modifier le scénario incendie, et cela de différente façon :

leur action entraîne généralement à considérer une diminution du débit calorifique (sinistre F3), mais dans des cas très rares la situation de l’incendie peut dégénérer suite à l’utilisation d’un moyen d’extinction, sans oublier que le bris volontaire d’une fenêtre ou l'ouverture d'une porte peut parfois également contribuer à l’intensification de l’incendie à cause de l’apport d’air frais [21].

- Tous les modes possibles de propagation du feu doivent être analysés (de l’extérieur vers le

bâtiment, sinistre F3, d’un étage à un autre, sinistre F29, au niveau des cloisons ou faux-plafonds si ils possèdent des matériaux combustibles, sinistre F33, etc…)

Pour finir, la donnée fondamentale reste l'ensemble des courbes de débit calorifique utilisées pour décrire la combustion des matériaux. Celles-ci peuvent être construites à partir :

- de résultats d’essais réels sous hotte calorimétrique à moyenne ou grande échelle (sinistres F1, F4 et F29). Dans ce cas la courbe de débit de pyrolyse peut être directement utilisable (bien que pour des petits volumes, il faudrait en théorie considérer que les parois peuvent s’échauffer rapidement et rayonner en retour, modifiant l’échauffement du matériau et donc son débit de pyrolyse).

- de résultats d’essais sur des échantillons (sinistres F25 et F33). Ces essais permettent

généralement d’obtenir une température d’inflammation et un débit calorifique surfacique, mais dépendant d’un flux thermique incident.

- de la seule estimation de la charge calorifique du matériau, la courbe étant obtenue en

utilisant par exemple les règles de l’Eurocode 1 partie 1-2 [10]. Il convient cependant de proposer plusieurs variantes « extrêmes » : une courbe avec une montée rapide et un débit maximum important, une autre avec une montée plus faible et/ou un débit maximum moins important, de manière à obtenir (pour une charge calorifique identique) une durée d’incendie différente (sinistre F3).

Dans tous les cas, lorsqu’on utilise des sources prescrites dans un domaine confiné, il faut vérifier que le débit calorifique imposé ne soit pas surestimé lorsque l’oxygène vient à faire défaut, sous peine d’avoir des zones de réaction délocalisées et irréalistes. Il est possible de devoir réajuster la courbe de débit calorifique plusieurs fois avant d’obtenir une courbe réaliste, ou alors de corréler directement le dégagement de chaleur à la concentration en oxygène dans le local (sinistre F29, feux d’Arcueil). Une alternative visant à décrire le comportement réel d’un matériau est l’utilisation d’un modèle de pyrolyse. De nouveau, plusieurs cas sont possibles en fonction de la source bibliographique utilisée :

- un essai grandeur réel du matériau (par exemple un lit) : il est alors conseillé de faire une simulation préliminaire de cet essai, avec le modèle de pyrolyse, ceci de manière à caler les propriétés du "matériau". Toutefois, il est indispensable d'utiliser le même maillage que celui qui sera utilisé dans la reconstitution numérique.

- un test sur un échantillon : de même, une bonne démarche consiste à simuler cet essai avec

le modèle de pyrolyse afin de caler les propriétés du matériau, puis si nécessaire de faire des simulations intermédiaires de tailles de plus en plus grandes, afin d'arriver au maillage qui sera utilisé pour la reconstitution (sinistres F7 et F33).

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- uniquement des données sur les propriétés du matériau (température d’inflammation, chaleur de réaction, chaleur de combustion, etc…). Il est déconseillé d’utiliser directement les valeurs trouvées dans la littérature, car les modèles actuels sont encore trop limités pour pouvoir représenter finement tous les processus physico-chimiques entrant en jeu dans la pyrolyse des matériaux. Il est nécessaire d’utiliser des résultats d’essais afin de caler le modèle (cf. 2 cas précédents).

En ce qui concerne les précautions à prendre pour définir les hypothèses de modélisation, les travaux effectués ont aboutis aux recommandations suivantes :

- Une analyse de sensibilité doit être menée sur l’atteinte des valeurs seuils lorsqu’elles dépendent de grandeurs calculées par le code (sinistre F7). Cela concerne notamment la température de bris d’un vitrage ou bien la température d’inflammation d’un matériau, dont l’atteinte peut grandement modifier le scénario d’incendie.

- Lorsque plusieurs sources de chaleur se trouvent dans un même local de petit volume, il vaut

mieux construire une courbe de puissance globale, plutôt que de la décomposer pour chaque foyer en y associant un critère de propagation (température ou flux critique d’inflammation par exemple) (sinistre F4).

- La taille et la forme des mailles des codes CFD a évidemment une grande importance,

d’autant plus lorsqu’on utilise un modèle de pyrolyse (feux d’Arcueil, sinistres F7, F29 et F33).

- Lorsqu’un grand nombre de matériaux combustibles sont présents, il est conseillé de ne considérer que des grandes familles de matériaux (par exemple utiliser qu’un seul bois ”moyen” si on a du sapin massif et de l’aggloméré).

Finalement, le travail réalisé a permis de montrer l’intérêt et la faisabilité de l’approche par simulation numérique appliquée à la reconstitution de sinistre. Les résultats ont permis de fournir des informations peu faciles à obtenir à partir de l’observation des dégâts du sinistre, comme le lieu de départ de l’incendie (sinistres F3, F29 et F33), l’état initial des ouvrants (sinistre F1), ou l’influence de certaines dispositions constructives dans le déroulement du sinistre (sinistres F7, F25 et F33). Ils ont aussi validé la possibilité d’utilisation de la démarche de l’ingénierie de la sécurité incendie. Il faut néanmoins garder à l’esprit que l’utilisation d’un modèle global de feu avancé nécessite pour l’utilisateur un niveau d’expertise important en la matière.

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6 RÉFÉRENCES

[1] McGrattan K., Hostikka S. & Floyd J., Fire Dynamics Simulator (Version 5) - User’s Guide - National Institute of Standards and Technology, Special Publication 1019-5, SVN Repository Revision: 5199, December 4, 2009.

[2] Peacock R.D. et al., Consolidated Model of Fire Growth and Smoke Transport (Version 6) - User’s Guide - National Institute of Standards and Technology, Special Publication 1041, December 2005.

[3] Hertzberg T., Blomqvist P. & Tuovinen H., Reconstruction of an arson hospital fire, Fire and Materials, Vol. 31, Issue 4, pp. 225-240, 2007.

[4] Comportement au feu des vitrages, PNISI G4 A14 – Rapport d’action.

[5] SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, National Fire Protection Association, Society of Fire Protection Engineers, Quincy, MA.; Bethesda, MD, 2002.

[6] C. L. WILLIAMSON, Z. L. IAMS, Thermal Assault and Polyurethane Foam – Evaluating Protective Mechanisms, PATRAM International Symposium, Berlin, Germany, September 2004.

[7] Joyeux D., Kruppa J., Cajot L.G., Schleich S., Van de Leur P. & Twilt L., Demonstration of real fire tests in car parks and high buildings, Final Report, Contract No. 7215 PP 025, CTICM, 2002.

[8] Chen C. J., Tsai M. J., Ji B. C., Wu C. W., Pu J. Y. & Lin T. H., Burning analysis of motor scooters, Proc. 8th Inter’l Symposium on Fire Safety Science, Beijing, IAFSS, 2005.

[9] Lonnermark A. & Blomqvist P., Emissions from tyre fire, SP Fire technology, SP Report 2005 :43.

[10] NF EN 1991-1-2, Eurocode 1 : Actions sur les structures, Partie 1-2 : Actions générales - Actions sur les structures exposées au feu, Juillet 2003.

[11] NF EN 1992-1-2, Eurocode 2 : Calcul des structures en béton, Partie 1-2 : Règles générales – Calcul du comportement au feu, Octobre 2005.

[12] Test report, File n° DZ67550f, Danish Institute of Fire and Security Technology, 2003.

[13] Joyeux D., Natural fires in closed car parks – Car fire tests, INC-96/294d, CTICM, Août 1997.

[14] www.raja.fr/

[15] www.ugap.fr/

[16] Soldats du Feu Magazine, N°32, Mai/Juin 2009.

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[17] www.firetex.fr/

[18] Bakhtiyari S., Taghi-Akbari L. & Barikani M., The Effective Parameters for Reaction-to-fire Properties of Expanded Polystyrene Foams in Bench Scale, Iranian Polymer Journal 19 (1), 2010.

[19] Hietaniemi J. & Mikkola E., Design Fires for Fire Safety Engineering, Working papers 139, VTT Technical Research Centre of Finland, 2010.

[20] Rabilloud A., Raynaud P. & Sainrat A., Définition du domaine d’emploi des panneaux sandwiches à double parement acier avec âme polyuréthane ignifugée utilisés en bardage dans les ERP à simple rez-de-chaussée et non à sommeil, Rapport CTICM/LNE, 30 septembre 2005.

[21] Bryner N. P., Fuss S. P., Klein B. W. & Putorti A. D., Technical Study of the Sofa Super Store Fire - South Carolina, June 18, 2007, National Institute of Standards and Technology, Draft for Public Comments, October 2010.

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