Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Методы расчета необходимого времени эвакуации людей из машинных залов ГЭС Вьетнама при пожаре 14
1.1. Особенности пожарной опасности машинных залов ГЭС Вьетнама 14
1.2. Экспериментальные данные по динамике опасных факторов пожара в помещениях большого объема и высоты 22
1.3. Анализ экспериментальных данных по профилям температур в помещениях при пожаре 25
1.4. Методы расчета динамики опасных факторов пожара в машинных залах 29
1.5. Особенности противопожарной защиты машинных залов ГЭС Вьетнама 39
1.6. Выводы по первой главе и постановка задач исследования . 44
Глава 2. Математические модели и методика расчета динамики опасных факторов пожара в машинных залах 46
2.1. Интегральная модель 46
2.2. Зонная модель 49
2.2.1. Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара 49
2.2.2. Зона конвективной колонки 53
2.2.3. Зона нагретого задымленного припотолочного слоя . 57
2.2.4. Условия однозначности и метод численного решения... 58
2.3. Полевая модель 61
2.3.1. Основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара 61
2.3.2. Основные уравнения 63
2.3.3. Дополнительные соотношения 65
2.3.4. Условия однозначности 72
2.3.5. Метод численного решения 74
2.4. Методы расчета массового расхода системы дымоудаления... 76
2.5. Методика расчета необходимого времени эвакуации людей из машинного зала 78
2.6. Тестовые расчеты 84
2.7. Выводы по второй главе 86
Глава 3. Численное исследование динамики опасных факторов пожара в машинном зале при свободном развитии пожара 87
3.1. Пожар при постоянной мощности тепловыделения 87
3.2. Пожар при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции 106
3.3. Необходимое время эвакуации 116
3.4. Выводы по третьей главе 118
Глава 4. Численное исследование динамики опасных факторов пожара в машинном зале при работе системы механического дымоудаления 119
4.1. Помещения с высотой, меньшей 6 м, прилегающие к машинному залу 119
4.2. Пожар при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции 129
4.3. Пожар при постоянной мощности тепловыделения с учетом времени стабилизации горения 133
4.4. Практические рекомендации по определению необходимого времени эвакуации людей из машинных залов ГЭС Вьетнама 155
Заключение 160
Литература 162
Приложение
- Экспериментальные данные по динамике опасных факторов пожара в помещениях большого объема и высоты
- Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара
- Пожар при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции
- Пожар при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции
Введение к работе
Актуальность. В связи с переходом многих стран мира (в том числе в России и в Республике Вьетнам) к гибкому объектно-ориентированному противопожарному нормированию обеспечение пожарной безопасности объектов энергетики должно опираться на прогнозирование динамики опасных факторов пожара (ОФП). Федеральное законодательство, в частности, ФЗ №123 «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности» [22], Федеральный закон «О техническом регулировании» [37], ГОСТ 12.1.004-91 «Пожарная безопасность. Общие требования» [10], обеспечивают законодательную базу реализации на практике принципа гибкого нормирования в России и во Вьетнаме.
В последние годы во Вьетнаме произошло много крупных пожаров на объектах энергетики (в том числе и в машинных залах гидроэлектростанций (ГЭС)), приведших к гибели людей, причинивших большой материальный ущерб и оказавших отрицательное влияние на общественную безопасность. Так за период с 2000 г. по 2009 г. на ГЭС (Хоа Бинь, Тхас Ба, Винь Цон и др.) произошли 26 крупных пожаров, из которых 16 (61,5 %) - в машинных залах [79].
При анализе пожарной опасности в соответствии с нормативными документами (например, ФЗ №123 [22], во Вьетнаме используются российские нормы) могут использоваться расчетные сценарии, основанные на соотношении временных параметров развития и распространения опасных факторов пожара (ОФП) и позволяющие определить риск для людей и конструкций здания и выбрать наиболее эффективные системы противопожарной защиты.
В соответствии со статьей 94 Федерального закона № 123 «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности» оценка пожарного риска в машинных залах ГЭС должна предусматривать построение полей ОФП для различных сценариев его развития и оценку последствий воздействия ОФП на людей.
Сложность разработки вышеуказанного метода расчета динамики ОФП заключается в многофакторности и нелинейности задачи. Моделирование тепломассообмена при пожаре представляет собой крайне сложную, в полном виде не решенную проблему [4, 5].
Машинные залы являются протяженными пространствами, развитыми по вертикали и горизонтали, и имеющими большой объем (8000-100000 м ) и высоту (15-35 м). Необходимое время эвакуации из машинных залов, несмотря на их большие объемы, сравнительно небольшое (5-8 мин.), в то время как расчетное время эвакуации с учетом людей, находящихся на уровнях производственного здания ГЭС ниже уровня пола машинного зала, является относительно большим (порядка 10-15 мин.). Поэтому безопасная эвакуация людей из машинных залов невозможна без работы системы дымоудаления, повышающего величину необходимого времени.
Машинные залы ГЭС Вьетнама, как правило, не оборудованы системами механического дымоудаления.
Реальные физико-химические процессы, протекающие во время пожара в помещениях большого объема и высоты, большей 6 м, являются сложными, нестационарными, трехмерными, экспериментально слабо изученными тепломассообменными процессами. Использование широко известных закономерностей и особенностей динамики ОФП в низких помещениях (высота меньше 6 м), полученных экспериментальным и теоретическим путем, для прогнозирования динамики ОФП в машинных залах является некорректным, так как при этом невозможно обеспечить выполнение необходимых условий теории подобия [4, 38]. Определение необходимого времени эвакуации людей при пожаре в машинных залах ГЭС, как правило, выполняется с использованием инженерных методов расчета, в основе которых лежат интегральные или зонные математические модели прогнозирования динамики ОФП [2, 4].
Существенный вклад в понимание термогазодинамической картины пожара и обеспечение безопасной эвакуации людей в помещениях больших объемов и высот внесли Холщевников В.В., Ройман В.М., Chow W. К., Tanaka Т., Yamada S., Matsuyama К., Lougheed G. D., Матюшин A.B., Присадков В.И., Кошмаров Ю.А., Пузач СВ., Есин В.М. и др.
Использование интегральных моделей при большой высоте помещения является некорректным и может привести к ошибочному выбору параметров систем пожарной безопасности и недооценке риска гибели людей [4].
В зонных моделях припотолочный газовый слой предполагается равномерно прогретым и задымленным [5, 20], что при большом градиенте температур по толщине слоя может привести к значительной погрешности в определении расходов газов, выходящих наружу через проемы и систему дымоудаления. Кроме того, как показано в [23, 24], влияние перекрытия помещения на распределение массовых расходов смеси газов по высоте конвективной колонки, образующейся над очагом горения, существенно и может привести к значительной ошибке в определении высоты нижней границы припотолочного газового слоя и массового расхода системы дымоудаления.
Использование полевых (дифференциальных) математических моделей для прогнозирования динамики ОФП в машинных залах позволяет выявить основные особенности термогазодинамической картины пожара, но не дает возможность проведения многовариантных инженерных расчетов с целью выбора и оптимизации параметров систем пожарной безопасности из-за трудоемкости описания и введения в расчетную программу необходимых исходных данных и обработки полученных результатов, а также значительного времени непосредственно расчета на ЭВМ.
Поэтому разработка эффективных противопожарных мероприятий по безопасной эвакуации людей из машинных залов ГЭС Вьетнама на основе теоретического и экспериментального прогнозирования динамики ОФП, позволяющей определить необходимое время эвакуации в условиях работы системы дымоудаления, является актуальной научной и практической задачей.
Объектом исследования в диссертации являются тепломассообмен-ные процессы, протекающие при пожаре в машинных залах ГЭС Вьетнама, которые являются основой для выполнения расчета необходимого времени эвакуации людей.
Предметом исследования является определение необходимого времени эвакуации людей при пожаре в машинных залах ГЭС Вьетнама в условиях работы системы дымоудаления.
Методы исследования. Основными методами исследования являются методы газодинамики и тепломассообмена, численные методы решения систем дифференциальных уравнений, анализ результатов теоретических и экспериментальных исследований.
Научная новизна работы заключается в следующем:
- впервые предложена методика расчета необходимого времени эвакуации людей с использованием модифицированного зонного метода прогнозирования динамики ОФП в машинных залах ГЭС, учитывающего форму конвективной колонки, распределение температуры по толщине припотолочного газового слоя и действие систем дымоудаления и приточной вентиляции; - получены новые теоретические данные по особенностям динамики полей ОФП при его свободном развитии и в условиях работы системы механического дымоудаления в машинных залах ГЭС;
- впервые дано научное обоснование определения необходимого времени эвакуации людей при пожаре в машинных залах ГЭС Вьетнама в условиях работы системы дымоудаления.
Достоверность полученных результатов обеспечивается использованием апробированных физико-математических методов анализа, а также численного решения дифференциальных уравнений в частных производных. Предложенные математические модели имеют достаточно точное для инженерных методов расчета совпадение с экспериментальными и теоретическими данными, приведенными в литературных источниках и полученными при изучении термогазодинамики пожара.
На защиту выносятся:
- методика определения необходимого времени эвакуации людей из машинных залов ГЭС в условиях работы системы дымоудаления с использованием модифицированной зонной математической модели расчета динамики ОФП;
- результаты сопоставления расчетных и экспериментальных значений ОФП в условиях пожара в модельных машинных залах;
- результаты численных экспериментов по особенностям динамики полей ОФП при его свободном развитии и в условиях работы системы механического дымоудаления в модельных машинных залах;
- научно-обоснованные рекомендации по обеспечению выполнения условия безопасной эвакуации людей из машинных залов ГЭС Вьетнама при пожаре в условиях работы системы дымоудаления.
Практическая значимость работы заключается в совершенствовании научной основы обеспечения безопасной эвакуации людей при пожаре в машинных залах ГЭС. Полученные данные по динамике ОФП и предложенные математические модели и методики расчета динамики ОФП позволяют более надежно, чем существующие определить необходимое время эвакуации людей, а также выбрать параметры систем механического дымоудаления для обеспечения безопасной эвакуации людей и эффективности противопожарных мероприятий.
Результаты диссертации могут быть внедрены в российские и вьетнамские государственные строительные стандарты, а также в образовательный процесс высших учебных заведений по дисциплине государственного образовательного стандарта СД.11 «Прогнозирование опасных факторов пожара» по направлению полготовки «656500 - Безопасность жизнедеятельности».
В первой главе диссертации проведен обзор и анализ литературных источников, касающихся пожарной опасности машинных залов и расчетных методов определения необходимого времени эвакуации людей.
Рассмотрены и проанализированы особенности объемно-планировочных и конструктивных решений машинных залов ГЭС Вьетнама. Выполнен анализ экспериментальных данных по динамике опасных факторов пожара в атриумах, а также по профилям температур в помещениях при пожаре.
Рассмотрены методы расчета динамики опасных факторов пожара в машинных залах при свободном развитии пожара, а также в условиях работы системы дымоудаления.
Проведен анализ методов противопожарной защиты машинных залов ГЭС, выявлены их существенные недостатки.
В выводах по первой главе представлено современное состояние проблемы, сформулирована цель диссертации и дана постановка цели и задач исследования. Во второй главе диссертации представлены разработанные математические модели расчета динамики ОФП и методика расчета необходимого времени эвакуации людей в машинных залах ГЭС Вьетнама при свободном развитии пожара, а также в условиях работы системы дымоудале-ния..
Приведена интегральная модель, адаптированная к особенностям тер-могазодинамической картины пожара в машинных залах.
Разработана модифицированная зонная модель. Описаны основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара в машинном зале.
Используется дифференциальное уравнение для определения массового расхода газовой смеси по высоте конвективной колонки, учитывающее изменение формы конвективной колонки под воздействием ограждающих конструкций помещения и работы системы механического дымоудаления. В уравнение закона сохранения массы припотолочного слоя введен коэффициент, учитывающий отличие локальной температуры удаляемой системой дымоудаления газовой смеси от среднеобъемной температуры слоя.
Приведены дополнительные соотношения, условия однозначности, метод численного решения и методика расчета с использованием зонной модели.
Представлена известная полевая (дифференциальная) модель, дополненная граничными условиями на дымоудаляющих отверстиях. Описаны основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара, основные уравнения, дополнительные соотношения, условия однозначности, метод численного решения и методика расчета.
Показаны инженерные методы расчета массового расхода системы дымоудаления и высоты незадымляемой зоны. Представлены результаты тестирования математических моделей на экспериментальных данных, приведенных в литературе.
Представлена разработанная методика расчета необходимого времени эвакуации людей из машинных залов ГЭС Вьетнама.
В выводах по второй главе отмечена научная новизна и практическая значимость предложенных математических моделей, а также рекомендации по их использованию при моделировании пожара в машинном зале.
В третьей главе приведены исходные данные и результаты численных экспериментов по прогнозированию динамики ОФП при его свободном развитии в модельных машинных залах.
Рассмотрены случаи пожара при постоянной мощности тепловыделения, при постоянной мощности тепловыделения с учетом времени стабилизации горения и при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции.
Проведено сопоставление результатов расчета высоты нижней границы припотолочного газового слоя с опытными данными, полученными в условиях полномасштабных экспериментов в помещениях большого объема и высоты.
Обнаружено, что используемые в научной и нормативно-технической литературе методы расчета имеют неудовлетворительную точность расчета и не отражают основные особенности термогазодинамической картины пожара в машинном зале, например, влияние перекрытия и стен на форму и параметры конвективной колонки.
Показано, что разработанные математические модели имеют достаточную для инженерного метода точность и позволяют учесть влияние ограждающих конструкций машинного зала на динамику ОФП. Проведено сопоставление величины необходимого времени эвакуации людей из модельного машинного зала, полученных с использованием различных методик расчета.
В выводах по третьей главе отмечена научная и практическая новизна полученных результатов.
В четвертой главе представлены исходные данные и результаты численных экспериментов по прогнозированию динамики ОФП в модельных машинных залах при работе систем дымоудаления.
Рассмотрены помещения, примыкающие к машинному залу, и непосредственно пространство зала. В машинном зале исследованы случаи пожара при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции и пожара при постоянной мощности тепловыделения с учетом времени стабилизации горения.
Проведено сопоставление результатов расчета высоты незадымляемой зоны и среднеобъемной температуры припотолочного слоя с опытными данными, полученными в условиях полномасштабных экспериментов в помещениях большого объема и высоты.
Обнаружено, что используемые в научной и нормативно-технической литературе методы расчета имеют неудовлетворительную точность расчета и не отражают основные особенности термогазодинамической картины пожара в машинном зале, например, влияние перекрытия и стен на форму и параметры конвективной колонки.
Показано, что разработанные математические модели имеют достаточную для инженерного метода точность и позволяют учесть влияние ограждающих конструкций зала на динамику ОФП.
Представлены практические рекомендации по обеспечению эффективности систем дымоудаления и приточной вентиляции в машинных залах ГЭС Вьетнама. Проведена проверка выполнения условия безопасной эвакуации людей из модельного машинного зала при свободном развитии пожара и в условиях работы системы дымоудаления с механическим побуждением.
В выводах по четвертой главе отмечена научная и практическая новизна полученных результатов.
В заключении приведены основные результаты диссертации.
Экспериментальные данные по динамике опасных факторов пожара в помещениях большого объема и высоты
Использование широко известных закономерностей и особенностей динамики ОФП в низких помещениях (высота меньше 6 м), полученных экспериментальным и теоретическим путем, для прогнозирования динамики ОФП в машинных залах является некорректным, так как при этом невозможно обеспечить выполнение необходимых условий теории подобия [4, 38].
Научных исследований, посвященных экспериментальному полномасштабному изучению тепломассообменных процессов при пожаре в помещениях большого объема и высоты (более 6 м), характерных для машинных залов, в настоящее время выполнено немного. Это связано со сложностью и трудоемкостью проведения экспериментов из-за относительно больших размеров задачи и значительного количества одновременно измеряемых нестационарных параметров тепломассообмена.
В работе [16] представлен обзор результатов полномасштабных экспериментов по определению высоты нижней границы припотолочного газового слоя (высота незадымляемой зоны) и его среднеобъемной температуры в высоких помещениях (высота больше 6 м) при свободном развитии пожара. Положение вышеуказанной границы определялось по измеряемому вертикальному профилю температур, с помощью дымовых извещателей и визуально.
В работе [18] представлены результаты полномасштабных экспериментов по определению высоты нижней границы припотолочного газового слоя (высота незадымляемой зоны) с использованием дымовых и тепловых пожарных извещателей в помещении с размерами 22,4x11,9x27 м и вертикальным проемом высотой 0,2 м на уровне пола при свободном развитии пожара. В поддоне размерами 2x2 м, расположенном в геометрическом центре пола, горело дизельное топливо при максимальной тепловой мощности Опож = 1,6 МВт.
Анализ результатов работ [16, 18] показывает, что совпадение расчета значения высоты нижней границы припотолочного газового слоя с экспериментальными данными неудовлетворительное на начальной стадии пожара. Поэтому авторы работ [16, 18] делают вывод о необходимости проведения дальнейших исследований термогазодинамической картины пожара с целью выявления ее основных особенностей и последующего уточнения существующих методов расчета.
В работе [21] представлены результаты экспериментальных исследований динамики ОФП в пяти помещениях высотой от 16,5 м до 33 м сложной геометрической формы. Горючей нагрузкой были 6 поддонов с метиловым спиртом с суммарной тепловой мощность пожара Qn07K = 2 МВт.
В экспериментах измерялись распределения температур по высоте помещения в одном сечении с интервалом в 5 с. По распределениям температур с помощью правила N процентов [21] определялась высота нижней границы припотолочного газового слоя.
Анализ сопоставления результатов расчетов с экспериментальными данными показал, что простые инженерные формулы (например, приведенные в [19]) для определения высоты незадымляемой зоны как при свободном развитии пожара, так и при работе системы дымоудаления плохо совпадают с опытными значениями и требуют корректировки для конкретных термогазодинамических условий пожара и конструктивных решений помещений.
Авторы работы [21] сделали вывод о необходимости проведения систематических исследований динамики ОФП в помещениях большого объема и высоты с целью более полного понимания закономерностей термога зодинамики пожара, что позволит разработать более надежные методы расчета или уточнить существующие инженерные формулы.
В работе [17] представлены результаты экспериментов в помещении с размерами 22,4x12x27 м в условиях работы системы механического дымо-удаления. Основные особенности проведения опытов приведены на рис. 4.8.
Рассматривается два типа пожаров: - тип А: горение метанолового спирта в поддонах размером 0,84x0,6 м и их количеством от 6 до 15; - тип Б: горение дизельного топлива в трех поддонах размером 0,7x0,7 м каждый.
Тепловыделение при горении изменялось от 2 до 5 МВт. При проведении экспериментов измерялось распределение температур по высоте помещения двумя термопарными «деревьями».
На основании анализа результатов экспериментов [17] можно сделать следующие основные выводы: - широко распространенные инженерные методики расчета высоты незадымляемой зоны имеют неудовлетворительное совпадение с опытными данными и могут в 2-3 раза завышать вышеуказанную высоту, что приводит к недооценке пожарной опасности; - не понятны особенности термогазодинамической картины пожара, приводящие к существенному отличию результатов расчета с экспериментальными данными. Из анализа литературных источников можно сделать следующие выводы.
Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара
Газовая среда машинного зала является открытой термодинамической системой, обменивающейся массой и энергией с окружающей средой через открытые проемы и ограждающие конструкции помещения. Газовая среда является многофазной, так как состоит из смеси газов (кислород, азот, продукты горения и газификации горючего материала, газообразное огнетушащее вещество) и мелкодисперсных частиц (твердых или жидких) дыма и огнетушащего вещества. Зонный метод расчета динамики ОФП [4, 5] основан на фундаментальных законах природы — законах сохранения массы, импульса и энергии. В зонной математической модели газовый объем машинного зала разбивается на характерные зоны. Размеры и количество зон выбираются таким образом, чтобы в пределах каждой из них неоднородности температурных и других полей параметров газовой среды были возможно минимальными, или из каких-то других предположений, определяемых задачами исследований и расположением горючего материала [5]. Наиболее распространенной является трехзонная модель, в которой объем помещения разбит на следующие зоны [5]: - конвективная колонка (зона I); - припотолочный слой (зона II); - зона холодного воздуха (зона III). Принципиальная схема тепломассообмена в помещении для трехзон-ной модели имеет вид, показанный на рис. 2.1. Стрелками обозначены направления течения газовой смеси и тепловые потоки. Обозначения на рис. 2.1 следующие: Ч?г - массовая скорость газификации горючего материала, кг/с; Ga, Gm - массовые расходы поступающего воздуха и вытекающих наружу газов при естественном газообмене через открытые проемы, кг/с; Wm — объемный расход системы дымоудаления, м /с; Wa — объемный расход системы приточной вентиляции, м /с; Qnp - тепловой поток, излучаемый через открытые проемы наружу, Вт; Qc, Qw\, Qw2, Qf - суммарные (конвекция и излучение) тепловые потоки, поступающие в потолок, стены (ниже и выше нижней границы припото-лочного слоя) и пол, Вт. Упрощения сложной термогазодинамической картины пожара сделаны следующие.
Предполагаем, что существует резко выделенная граница бесконечно малой толщины между зонами припотолочного слоя и холодного воздуха, при переходе через которую термогазодинамические параметры изменяются скачкообразно. Считаем, что газовая смесь состоит из идеальных газов, так как при атмосферном давлении свойства реальных газов (азот, кислород, окись и двуокись углерода и т.д.) близки к идеальным. Величины теплофизических свойств смеси газов (удельная изобарная теплоемкость, газовая постоянная и показатель адиабаты) принимаем равными соответствующим значениям для сухого воздуха, так как различие между термодинамическими свойствами продуктов горения и воздуха в обычно наблюдаемом при пожаре диапазоне температур мало. Присутствие дыма при расчете термогазодинамических параметров газовой смеси не учитываем, так как долями тепловой энергии и массы, приходящейся на мелкодисперсные частицы дыма и огнетушащего вещества, по сравнению с соответствующими значениями для газовой фазы, пренебрегаем. Предполагаем «квазиодномерность» и стационарность течения внутри колонки, т. е. осредненные по поперечному сечению колонки термогазодинамические параметры газовой смеси в каждый момент времени изменяются только вдоль высоты колонки и зависят только от текущих параметров пожара (не учитывается «предистория» процесса). Влияние мелкодисперсных частиц дыма и огнетушащего вещества на оптические и радиационные свойства среды в помещении учитывается с помощью понятия оптической плотности дыма [4]. Предполагаем, что геометрическое положение пожарной нагрузки в помещении не влияет на параметры тепломассообмена через открытые проемы с окружающей средой и теплоотвода в ограждающие конструкции. Замкнутая система уравнений зонной модели может быть разбита на структурные блоки, отражающие описываемые ими теплофизические и химические процессы, в соответствии с рис. 2.2. В зоне конвективной колонки (рис. 2.1) необходимо определить распределения по высоте колонки следующих осредненных по поперечному сечению колонки параметров: - массового расхода смеси продуктов горения и газификации горючего материала и воздуха; - температуры газовой смеси и частиц дыма; - эффективной степени черноты газовой смеси и частиц дыма. Для определения массовых расходов и средних температур газовой смеси в поперечных сечениях конвективной колонки использованы два подхода: - точечный источник тепловыделения находится ниже поверхности горючего материала (полуэмпирический метод расчета [5, 20]; не учитывается реальное расположение источника тепловыделения и поверхность горючего материала является условно проницаемой); - распределенный источник тепловыделения находится выше поверхности горючего материала (эмпирический [19] и полуэмпирический метод [23, 24]). В первом случае [5, 20]: где Т- средняя температура в сечении конвективной колонки, К; G - расход газов через сечение струи, отстоящее по высоте от поверхности горючего материала на расстояние z, кг/с; Т0 - температура холодного воздуха в помещении, К; р0 - плотность холодного воздуха в помещении, кг/м ; ср — изобарная теплоемкость газа, Дж/(кг К); % = Qwl /QnoyK - доля, приходящаяся на поступающую в ограждение теплоту от выделившейся в очаге горения; z - координата поперечного сечения колонки, отсчитываемая от открытой поверхности горючего материала, м; zQ = 1,5 jFr — расстояние от фиктивного источника тепла до поверхности горючего материала, м; g -ускорение свободного падения, м/с . Средняя температура в сечении конвективной колонки определяется по формуле (2.8). Уточним уравнение (2.11) для следующих условий тепломассообмена в машинном зале: - существуют тепловые потери на излучение выше зоны горения; - угол полураскрытия конвективной колонки является переменным по высоте. На рис. 2.3 представлена схема расчета тепломассообмена в элементарном объеме конвективной колонки.
Пожар при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции
Исходные данные для численного эксперимента. Рассматривается модельный пожар в модельном машинном зале размерами 38x22x20 м с двумя дверными проемами шириной 2 м и высотой 2 м. Свойства пожарной нагрузки принимались по типовой базе [2] следующими: низшая рабочая теплота сгорания Qup = 13,8 МДж/кг; удельная скорость выгорания \/уд= 0,0145 кг/(м -с); потребление кислорода при горении LQ2 = -1,15; выделение окиси углерода Ьсо = 0,024; выделение двуокиси углерода LC02- 1,57; удельное дымовыделение Жуд = 57,0 Нп-м2/кг; скорость распространения пламени и пл = 0,0368 м/с. Рассматривается свободное развитие пожара. Конвективным теплоотводом в ограждающие конструкции пренебрегаем (адиабатные условия). На начальной стадии пожара (до 10 мин.) принимаем, что скорость распространения пламени равна половине заданной табличной величины [42]. Принимаем, что системы пожаротушения, механической вентиляции и дымоудаления отключены (свободное развитие пожара). Результаты численного расчета тепломассообмена и их анализ. На рис. 3.17 и 3.18 представлены характерные поля температур (в С) и схемы течения в продольном сечении, проходящем через источник горения, помещения в различные моменты времени. Критическая для человека температура 70С выделена на рис. 3.17 жирными линиями. Из рис. 3.17 и 3.18 видно, что вне конвективной колонки продольные градиенты температур в плоскостях припотолочного слоя, параллельных полу, значительно меньше, чем по толщине слоя. На рис. 3.19 приведены распределения температур по высоте помещения в продольном сечении с координатой х = 25 м (на расстоянии 20 м от источника горения) в различные моменты времени от начала пожара. Из рис. 3.19 видно, что в течение всего рассматриваемого времени пожара вблизи пола прохода между сценой и первым зрительным рядом (8 м х 15 м, рис. 3.17) остается слабозадымленная зона высотой не менее 1,8 м. Характерные распределения температур по длине помещения в сечении с координатой у = 11 м (через источник горения) на высоте z — 10,75-7-17,25 м в моменты времени х = 120-г600 с представлены на рис. 3.20. Из рис. 3.20 видно, что градиенты температур в продольном сечении атриума несущественны за исключением области конвективной колонки.
На рис. 3.21 показаны зависимости относительных температур Т от относительной толщины припотолочного слоя z в вышеуказанном сечении. Обозначения на рис. 3.21 следующие: Т = Т/Т2, где Т - локальная температура (в С) на высоте z; Т2 - среднеобъемная температура (в С) припотолочного слоя; z = (z— zH)/(H - zH), z - высота от уровня пола; zH -высота нижней границы припотолочного слоя от пола; Н — высота помещения. Из рис. 3.21 видно, что через 300 с от начала пожара и далее по времени распределения относительных температур по относительной толщине слоя аппроксимируются одной функцией (кривая (10), рис. 3.21) с погрешностью, не превышающей 50%.
На рис. 3.22 представлены зависимости отношения максимальной температуры припотолочного слоя к его средней температуре от времени с начала пожара. Обозначения на рис. 3.22 следующие: Ттах = Ттах/Т2, Ттах -максимальная температура (в С) припотолочного слоя. Из рис. 3.22 видно, что величины максимальных локальных температур вблизи перекрытия в 1,5-1,9 раза больше среднеобъемной температуры припотолочного слоя. Неоднородность температурного поля по высоте помещения приводит к тому, что распределение давления по высоте становится нелинейным [4, 5] и не позволяет определять параметры естественного газообмена через отрытые проемы по простым формулам первого приближения [5]. Формулы второго приближения [4, 31] с учетом переменности темпе ратуры также не применимы в рассматриваемом случае, так как исполь зуемое в этих работах распределение температур Т = Тт /[1 + а(1- 2г/Я)](где a=f(Tm) - экспериментальный безразмерный ко эффициент) не позволяет подобрать коэффициент а, аппроксимирующий результаты расчета (рис. 3.22) с инженерной точностью.
Пожар при горении твердой горючей нагрузки при адиабатных граничных условия по конвекции
Рассмотрим пожар в условиях работы системы механического дымо-удаления при исходных данных задачи, приведенных в параграфе 3.3. На рис. 4.5 представлены зависимости высоты нижней границы при-потолочного слоя от времени, полученные с использованием зонной и полевой моделей. Из рис. 4.5 видно, что наилучшее совпадение с результатами, определенными по полевой модели, существует в случае использования модифицированной зонной модели (уравнение (2.11)). Зависимости объемного расхода системы дымоудаления от высоты незадымляемой зоны приведены в табл. 4.2 и на рис. 4.6. Из рис. 4.6 видно, что из-за нестационарности термогазодинамического процесса для обеспечения заданной величины высоты незадымляемой зоны объемная производительность дымоудаления существенно зависит от времени. Например, для обеспечения гш = 5 м в течение 1200 с величина объемного расхода в 3,87 раза больше соответствующего значения расхода в случае поддержания заданной высоты в течение 600 с. На рис. 4.7 представлены зависимости подъема среднеобъемной температуры припотолочного слоя от времени в случае 2пож = 2 МВт (расчет по зонной модели с использованием дифференциального уравнения (2.11)) при различных величинах коэффициента кт, учитывающего отличие локальной температуры газовой смеси, уходящей через отверстия системы дымоудаления наружу, от среднеобъемной температуры припотолочного слоя. Из рис. 4.7 видно, что неучет коэффициента кт приводит к завышению среднеобъемной температуры припотолочного слоя на 24С, т.е. переоценке пожарной опасности.
Проведем численный эксперимент в помещении размерами 22,4x12x27 м в условиях работы системы механического дымоудаления для условий, соответствующих полномасштабным экспериментам [17]. Характеристики данного помещения соответствуют реальным машинным залам. Поэтому вышеуказанные условия можно рассматривать как модельный пожар в модельном машинном зале. Схема экспериментального стенда с расположением открытых проемов и отверстий системы механического дымоудаления представлена на рис. 4.8. Дымоудаление осуществляется с использованием четырех вентиляторов, расположенных на перекрытии помещения, через проемы № 7-Ю. Приток воздуха в атриум осуществлялся через открытые проемы № 1-6 (естественный газообмен с окружающей средой). Рассматривается два типа пожаров: - тип А: горение метанолового спирта в поддонах размером 0,84x0,6 м и их количеством от 6 до 15; - тип Б: горение дизельного топлива в трех поддонах размером 0,7x0,7 м каждый. В случае полевой модели использовалась равномерная однородная конечно-разностная сетка размерами 23x25x55 точек. На рис. 4.9 представлены расчетные (с использованием полевой модели и формулы (1.1)) и экспериментальные [21] распределения безразмерных температур по высоте атриума через 180 с от начала горения. Из рис. 4.9 видно, что полевая модель (кривая 2) в отличие от формулы (3.1) (кривая 1) качественно отображает основные особенности экспе риментального распределения температур - существование областей резкого подъема температуры на нижней границе газового припотолочного слоя и максимума температур вблизи перекрытия (тепловой пограничный слой). При этом погрешность расчета по сравнению с экспериментом не превышает 50 % в зоне резкого подъема температуры и 23 % в остальной области, расположенной выше.
