Автореферат (1172860), страница 4

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 4)

Массовая скорость газификации горючего материала (жидкость илитвердое тело) задается полуэмпирическими соотношениями профессора Ю.А.Кошмарова. При горении горючего газа задаются размеры отверстия, черезкоторое газ натекает в помещение, массовый расход и параметры газа(химический состав, температура, давление и т.д.).Однозначность решения уравнений полевой модели определяетсягеометрическими, физическими, граничными и начальными условиями задачи.Дифференциальные уравнения (в частных производных) полевой моделирешаются с использованием конечно-разностного метода контрольныхобъемов.

Итерационный процесс организован до получения сходящегосярешения, при котором отличие параметров смеси газов, полученных насоседних итерациях, не превышает заранее заданной точности.Рассмотрены наиболее распространенные методы расчета расхода СДУ,используемые в России и за рубежом. Отмечается, что использование формулэтих методов для прогнозирования динамики ОФП в высоких помещениях неявляется корректным из-за невозможности обеспечения выполнениянеобходимых условий теории подобия, что требует уточнения этих формул ктермогазодинамике пожара.Предложена методика прогнозирования блокирования путей эвакуации суказанием входных и выходных параметров при использовании интегральной,зонной и полевой математических моделей пожара.

Критические13продолжительности пожара по отдельным ОФП определяются сиспользованием анализа динамики ОФП. При этом необходимое времяэвакуации составляет: н  min  крп.в. , крТ , крт.г. , крO , крт.п.,2(1)где  кр , кр , кр , кр , кр– критические продолжительности пожара,характеризующие потерю видимости, повышенную температуру, повышенныеконцентрации токсичных продуктов горения, пониженную концентрациюкислорода и критический тепловой поток.п.в.Тт.г.O2т.п.В выводах второй главы отмечены основные отличия предложенныхметодов расчета от существующих, а также при их использовании значительное(в десятки раз) сокращение трудозатрат на введение исходных данных и времярасчета на ЭВМ в случае выполнения многосценарных расчетов динамикиОФП.В третьей главе рассматривается модификация зонной математическоймодели расчета термогазодинамики пожара в помещении, учитывающая формуконвективной колонки.

Целью исследований является теоретическое иэкспериментальное изучение угла полураскрытия конвективной колонки впомещении.Зонные модели расчета динамики опасных факторов пожараприменяются для изучения начальной стадии пожара. На этой стадиираспределение параметров газовой смеси в объеме помещения отличается отдругих стадий пожара существенной неоднородностью. В объеме помещения вэтом случае можно условно выделить несколько зон, которые существенноотличаются друг от друга параметрами газовой смеси. По мере развитияпожара границы выделенных зон изменяются, и резкое отличие характеристикгазовой смеси выравнивается. В принципе, количество зон внутри помещенияможет быть большим.

Так, например, интегральную модель можнорассматривать как однозонную. Используется зонная модель, в которой смесьгазов в помещении разделена на три зоны: конвективной колонки,припотолочного слоя и холодного воздуха. Эта модель корректна при условии,когда размеры пламенной области существенно меньше минимального размерапомещения, и позволяет учитывать работу систем дымоудаления и приточнойвентиляции.Рассматривается первая фаза начальной стадии пожара, под которойподразумевается отрезок времени, в течение которого нижняя границаприпотолочного слоя, непрерывно опускаясь, достигает верхнего края дверногопроема. При первой фазе начальной стадии пожара нагретые газы лишьнакапливаются в припотолочной зоне.

Высота нижней границыприпотолочного слоя находится из решения дифференциального уравнения(закон сохранения энергии смеси газов в припотолочном слое) с помощьюконечно-разностного метода Рунге-Кутта четвертого порядка точности. Изрешений дифференциального уравнения (закон сохранения массы смеси газов в14припотолочном слое) и уравнения состояния идеального газа рассчитываютсясреднеобъемные температура и плотность смеси газов в припотолочном слое.Схема теплового баланса в элементарном объеме конвективной колонкипредставлена на рисунке 1.Рисунок 1 – Схема теплового баланса в элементарном объеме конвективной колонки:1 – горючий материал; 2 – область тепловыделения; T(К) – средняя по сечениютемпература в конвективной колонке; G(кг/с) – расход (массовый) смеси газов черезпоперечное сечение колонки, отстоящее по высоте от поверхности горения нарасстояние z; zпл(м) – высота пламенной зоны; zо (м) – расстояние от поверхностигорючего вещества до фиктивного источника теплаУравнение закона сохранения энергии для газовой смеси и дыма,находящейся внутри контрольного объема конвективной колонки с высотой dz,внутри пламенной зоны (области тепловыделения) согласно рисунка 1 имеетвид:c p (GT  d (GT ))  c p GT  To dG  Qпож (1   )dz ,zпл(2)где ср(Дж/(кгК)) – удельная изобарная теплоемкость газа; То(К) – начальнаятемпература воздуха в помещении; Qпож(Вт) – тепловая мощность,выделяющаяся в очаге горения;  – доля от выделившейся в очаге горениятепловой мощности, приходящаяся на поступающий в ограждения тепловойпоток из зоны конвективной колонки.15Уравнение закона сохранения импульса для газовой смеси и дыма,находящейся внутри контрольного объема высотой dz конвективной колонки, всоответствии с рисунком 1 имеет вид:d wz2dp   g ,(3)dzdzгде wz(м/с) – составляющая по вертикальной оси z средней скорости газовойсмеси и дыма в поперечном сечении колонки; (кг/м3) – средняя плотность впоперечном сечении колонки; g(м/с2) – ускорение свободного падения; p(Па) –статическое давление в поперечном сечении колонки.В отличие от рассмотренных ранее работ уравнение (2) учитываетизменение расхода по высоте колонки.

Совместно интегрируя уравнения (1) и(2) от z = 0 (поверхность горючего вещества) до текущей высоты z, получаемокончательное дифференциальное уравнение для расчета массового расходачерез поперечное сечение колонки: dG2 A  tg2 z  tg  A  B  GCG2  3333dzF(z)TF ( z) / F ( z ) /  0p0 G g  0 (3)  F ( z) ,R(TGBz)0где F(z) (м2)– площадь поперечного сечения колонки на высоте z;pо(Па) – статическое давление в помещении перед пожаром на отметке z = 0(поверхность горючего материала);Q (1   )TR (2G  A  z  A  B / T0 )A  0 (м3/кг); B  пож(кгК/(мс)); С (м/с) –p0 F ( z)z плс рразмерные параметры.Величина угла полураскрытия конвективной колонки может зависеть какот высоты сечения колонки, так и от тепловой мощности, выделяющейся вочаге горения:   f z,Qпож  .

Следовательно, уравнение (3) позволяют учестьпри расчете форму конвективной колонки.С целью изучения процесса распространения смеси продуктов горения,воздуха и дыма при пожаре проведены экспериментальные исследования намакете помещения высотой 1,5 м с поперечным сечением 0,70,7 м ирегулируемым по высоте потолком. Высоту потолка h принимали равной 1,5 и1,0 м. Процесс распространения дыма фиксировался с помощью стационарныхфотокамер через равные промежутки времени 2 с от начала горения до полногозадымления макета помещения.

Изменение массы горючего материалафиксировалось с помощью электронных весов с погрешностью измерения 0,1 г.При проведении эксперимента горючий материал (фенолформальдегиднаясмола с наполнителем из древесной муки) располагали в центре, углупомещения (стеснение двумя поверхностями), а также около стены по еесередине (стеснение одной поверхностью). Во время выполнения16экспериментальных исследований фиксировались следующие параметры:изменение угла полураскрытия конвективной колонки  (см. рисунок 1), времяопускания дыма до низа макета помещения, изменение массы горючегоматериала при сгорании.В ходе проведения эксперимента отмечено различие в характерераспространения смеси продуктов горения, воздуха и дыма в зависимости отместоположения очага возгорания.

Например, в случае стесненногорасположения очага (в углу или у стены) наблюдается более быстрое опусканиедыма на противоположной относительно очага возгорания стороне. Этотрезультат подтверждает данные численных экспериментов, выполненных сиспользованием полевой модели.На снимках (рисунок 2), иллюстрирующих течения в экспериментальномобъеме на начальной стадии пожара, достаточно четко видно разделениеобластей объема помещения в соответствии с рисунком 1.

Условные границыконвективной колонки на рисунке 2 выделены прямыми линиями.абвРисунок 2 – Особенности течения в экспериментальном объеме на начальной стадиипожара: а, б – h = 1,5 м; в – h = 1,0 мИз рисунка 2 видно, что при любом из рассматриваемых местоположенийгорючего материала, граница конвективной колонки распространяется вверхприблизительно до середины высоты помещения сначала с постоянным угломполураскрытия, а затем этот угол резко изменяется к нулевому значению.Таким образом, чтобы найти распределение массового расхода по высоте17конвективной колонки из решения дифференциального уравнения (3),необходимо задать следующее условие: при z  zk   f z,Qпож  ; при z > zk  = 0,где zk – высота от пола помещения, на которой угол полураскрытия становитсяравным нулю. В первом приближении при z  zk можно принять  = 11 град.Полученные экспериментальные данные подтверждают результатыпроведенных теоретических исследований, кратко изложенных выше.Следовательно, использование дифференциального уравнения (3) для расчетамассового расхода через поперечное сечение колонки физически болееобоснованно, чем применение аналогичных уравнений, основанных назакономерностях распространения неограниченной свободно-конвективнойструи.

Не учет формы колонки, например, при расчете СДУ с механическимпобуждением приводит к существенному завышению требуемого расходавентилятора. Это может вызвать возникновение явления “plug-holing”, когда вдымоудаляющее отверстие поступает холодный воздух из-под припотолочногослоя дыма и расход удаляемого дыма значительно уменьшается.В четвертой главе из упрощенных уравнений интегральнойматематической модели пожара получены формулы для определениякритической продолжительности пожара в помещении с очагом возгорания поусловиям достижения предельно допустимого значения температуры,концентраций кислорода и токсичных газов; представлены аналитическиезависимости для расчета критического времени эвакуации по потере видимостив помещении с очагом возгорания, а также в смежных с ним помещениях наначальной стадии пожара.Детальное изучение характера изменения параметров газовой среды ипротекания процесса горения имеет значение в помещении, в которомнепосредственно находится очаг возгорания.

Характеристики

Список файлов диссертации