О достоверности применения эмпирических формул расчета массового расхода системы дымоудаления при пожаре в атриуме Текст научной статьи по специальности «Физика»

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПОЖАРОВ

л

Нгуен Тхань Хай

адъюнкт Академии Государственной

^ противопожарной службы МЧС РФ,

г. Москва

УДК 614.841

О ДОСТОВЕРНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ЭМПИРИЧЕСКИХ ФОРМУЛ РАСЧЕТА МАССОВОГО РАСХОДА СИСТЕМЫ ДЫМОУДАЛЕНИЯ ПРИ ПОЖАРЕ В АТРИУМЕ

Представлены результаты численных экспериментов по развитию пожара в атриуме с использованием интегральной, зонной и полевой моделей расчета тепломассообмена в условиях работы системы дымоудаления. Выполнено сопоставление с результатами полномасштабных экспериментов по горению этилового спирта и дизельного топлива в атриуме. Показано, что расчетные величины высоты незадымляемой зоны в атриуме, полученные с помощью инженерных полуэмпирических и эмпирических формул расчета массовых расходов системы дымоудаления, существенно отличаются от экспериментальных значений из-за влияния ограждающих конструкций атриума и нестационарности термогазодинамической картины пожара.

Ключевые слова: пожар, дымоудаление, атриум, припотолочный газовый слой, тепломассообмен, полевая математическая модель, зонная математическая модель, конвективная колонка, свободно-конвективная струя.

С. В. Пузач

заслуженный деятель науки РФ, д-р техн. наук, профессор, начальник кафедры Академии Государственной противопожарной службы МЧС РФ, г. Москва

Введение

Эффективность работы системы дымоудаления и приточной вентиляции при пожаре в атриуме определяется его объемно-планировочными решениями, геометрическими размерами, расположением и количеством дымоудаляющих и приточных отверстий и т. д.

Реальные физико-химические процессы, протекающие во время пожара в атриумах, являются сложными, нестационарными, трехмерными, экспериментально недостаточно изученными тепло-массообменными процессами.

Полуэмпирические и эмпирические формулы расчета высоты незадымляемой зоны в атриуме, полученные для конкретных условий проведения эксперимента и не отвечающие требованиям теории подобия процессов тепломассообмена, основаны на двух основных допущениях:

• конвективная колонка над источником горения является неограниченной свободно-конвективной струей;

• термогазодинамическая картина пожара принимается "квазистационарной", т. е. влиянием изменения термогазодинамических параметров припотолочного газового слоя по времени пре-небрегается.

Массовый расход системы дымоудаления полагается равным соответствующему расходу смеси

газов через поперечное сечение колонки на высоте незадымляемой зоны.

Сопоставление результатов расчета массового расхода системы дымоудаления при пожаре в атриуме с использованием полуэмпирических и эмпирических формул с экспериментальными данными показало существенное расхождение между ними [1].

В работах [2-4] с применением полевого метода расчета [5] динамики опасных факторов пожара показано, что из-за влияния перекрытия (ограниченная свободно-конвективная струя) первое вышеприведенное допущение несправедливо. Начиная примерно с половины высоты помещения и выше, массовые расходы по поперечному сечению колонки меняются незначительно и существенно меньше соответствующих значений, полученных с использованием формул неограниченной струи.

В данной работе выполнено исследование достоверности применения двух основных вышеуказанных допущений полуэмпирических и эмпирических формул на примере экспериментального изучения пожаров в атриумах [1, 6] с помощью интегрального, зонного и полевого подходов [5].

Интегральная модель расчета тепломассообмена

Используется модифицированная интегральная модель [5], в которой в отличие от приведенной в

работах [7, 8] расчет прогрева ограждающих конструкций помещения проводится с помощью решения двухмерных нестационарных уравнений теплопроводности и неоднородность температурного поля по высоте помещения учитывается в более полном виде [9].

Уравнения законов сохранения массы и энергии для газовой среды помещения, а также закона сохранения массы кислорода с учетом действия систем дымоудаления и приточной вентиляции соответственно имеют вид [5, 7]:

V = т + °а+рЛа ~ °т _ртЖт; (1)

d ( Р V , 1 Vm ' = ^QP + cpaTa(Ga +paWa) -

dx l km - 1

CpmTmnp (Gm ^ p mWm ) Qs Qnp;

(2)

V

d(XO2m pm )

dx

= -П Lo2T + Xo2a (Ga +p aWa ) -

- X,

O2m np m

(Gm ^ pmWm ),

(3)

где х — время, с; V — объем помещения, м ; Т — скорость газификации горючего материала, кг/с; Оа, От — массовые расходы поступающего воздуха и вытекающих наружу газов при естественном газообмене через открытые проемы, кг/с; Жа, Жт — объемные расходы приточной вентиляции и дымо-удаления, м3/с; ра — плотность наружного воздуха, кг/м3; рт — среднеобъемная плотность газовой среды помещения, кг/м3; рт — среднеобъемное давление, Па; кт — среднеобъемный показатель адиабаты газовой среды помещения; QP — низшая рабочая теплота сгорания горючего материала, Дж/кг; ^ — полнота сгорания; Qs — суммарный тепловой поток, отводимый в ограждающие конструкции, Вт; Qnp — тепловой поток, излучаемый через проемы, Вт; Тт пр = аТТт — средняя температура газов, выходящих через проемы, К; Тт — сред-необъемная температура газовой среды помещения, К; аТ — коэффициент, учитывающий отличие среднеобъемной температуры выходящих газов от среднеобъемной температуры газовой среды помещения; Та — температура наружного воздуха, К; сра, срт—удельные изобарные теплоемкости воздуха и газовой среды, Дж/(кг-К); Ь0 — потребление кислорода, кг/кг; X0 т — среднеобъемная массовая концентрация кислорода в помещении; Xо а — массовая концентрация кислорода в наружном воздухе; X0тр = а02Х02т — средняя массовая концентрация кислорода в газах, выходящих через проемы; а0г — коэффициент, учитывающий отличие среднемассовой концентрации кислорода в выходящих газах от его среднеобъемной концентрации в газовой среде помещения.

Скорость тепловыделения Qnoж, Вт, находится по формуле [7]:

Qnoж уд^рРг > (4)

где — удельная скорость выгорания, кг/(м2-с); Ег — площадь открытой поверхности горючего материала, м2.

Полнота сгорания зависит от массовой концентрации кислорода [7] и в первом приближении может быть определена по формуле [5]:

П = (2X - X2),

(5)

где ца — полнота сгорания на открытом воздухе;

X = (XO2m - XO2 min У(XO2a - XO2 min ) ;

Xо min = 0,14 — массовая концентрация кислорода, когда прекращается горение. Начальные и граничные условия, дополнительные соотношения, а также метод численного решения замкнутой системы уравнений интегральной модели подробно приведены в публикации [5].

Зонная модель расчета тепломассообмена

Используется трехзонная модель, в которой объем помещения разбит на зоны конвективной колонки, припотолочного слоя и холодного воздуха [7]. В отличие от метода расчета работы [7] учтено, что нижняя граница припотолочного слоя может находиться ниже верхнего среза открытого проема. Аналогичный случай рассмотрен, например, в публикации [10].

Принципиальная схема тепломассообмена в помещении для трехзонной модели в случае работы системы дымоудаления и приточной вентиляции имеет вид, представленный на рис. 1. Стрелками показаны направления течения газовой смеси и тепловые потоки.

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 (эмпирический метод расчета [7, 11]);

• распределенный источник тепловыделения располагается выше поверхности горючего материала (эмпирический [12] и полуэмпирический [2, 3] методы).

В первом случае [7, 11]:

G = 0,21

gp lQn

;(1 -X)

cpTo

1/3

(z + z0 )

5/3 .

t = t

Qnoж (1 X )

CpG

(6)

(7)

где Т — средняя температура в сечении конвективной колонки, К;

О — расход газов через сечение струи, отстоящее по высоте от поверхности горючего материала на расстояние 2, кг/с;

Т0 — температура холодного воздуха в помещении, К;

р0 — плотность холодного воздуха в помещении, кг/м3;

ср — изобарная теплоемкость газа, Дж/(кг К); X — доля, приходящаяся на поступающую в ограждение теплоту из зоны колонки от выделившейся в очаге горения, х = 0К110пож; 2 — координата поперечного сечения колонки, отсчитываемая от открытой поверхности горючего материала, м;

20 — расстояние от фиктивного источника тепла до поверхности горючего материала, м; g — ускорение свободного падения, м/с2. При втором подходе массовый расход в сечении конвективной колонки в случае использования эмпирического метода составит [12]: • при 2 > 2/

G = 0,071 +1,8

Qnoœ (1 X )

1000 10 Qnoœ

1/3

5/3

;(1 -x );

• при z< z

G = 0,032

Qnoœ (1 X ) 1000

3/5

(8)

(9)

где z.

высота пламенной зоны, м,

zf = 0,166

Q нож ( 1 X ) 1000

2/5

При использовании полуэмпирического метода [2, 3] массовый расход находится из решения дифференциального уравнения:

dG dz

Bz(r + z tgy)

ToAG(GTo + Bz ) 2G tg y B ( 2 z tg y

- B'1 -z tg У To

z tg y

(10)

где А — размерный параметр, с2-м5/(кг2-К), А = ГоЯ V gp02 п2;

В — размерный параметр, кг К/(м с),

В = °пож(1 -х V 2/°Р ; Я — газовая постоянная воздуха, Дж/(кг К);

г — эквивалентный радиус поверхности горючего материала, м;

у — угол полураскрытия конвективной колонки, рад.

Высота нижней границы припотолочного слоя находится из решения обыкновенного дифферен-

Рис. 1. Схема расчета тепломассообмена в помещении с использованием зонной модели: 1 — стены; 2 — перекрытие; 3 — открытый проем; 4 — горючий материал; 5 — нижняя граница припотолочного слоя; 6 — система дымоудаления; 7 — система приточной вентиляции; 8 — точечный "фиктивный" источник теплоты; 9 — высота пламенной зоны; I — зона конвективной колонки; II — зона нагретого задымленного припотолочного слоя; III — зона холодного воздуха; Qw1, Qw2, Qc, Qf —тепловые потоки, отводящиеся в стены (ниже и выше нижней границы припотолочного слоя), потолок и пол соответственно

циального уравнения, полученного из закона сохранения энергии для припотолочного слоя:

Д2к = - Ок - 0пож(1 -Ф) + ёт

Ро Fn cp poTo Fn

p aTaWa T2(p Wm + G m )

poToFn

poToFn

(11)

где 2к — высота до нижней границы припотолочно-го слоя от открытой поверхности горючего материала, м;

2

гп — площадь потолка помещения, м ; Ок — массовый расход газовой смеси, поступающей из конвективной колонки в припотолоч-ную зону, кг/с;

Т2 — среднеобъемная температура в припото-лочном газовом слое, К;

р2 — среднеобъемная плотность в припотолоч-ном слое, кг/м3;

Ф = + + °е + V°пож — коэффи-

циент теплопотерь;

0к1,0к2,0с, 0/ — тепловые потоки, отводящиеся в стены (ниже и выше нижней границы припотолочного слоя), потолок и пол соответственно.

z

Начальное условие (при т = 0) имеет вид:

z* = H - S,

где H — высота помещения, м;

S — толщина горючего материала, м. Высота незадымляемой зоны от уровня пола составляет zH3 = zk - S.

Среднеобъемная температура и плотность в припотолочном слое находятся из решений дифференциального уравнения закона сохранения массы припотолочного слоя и уравнения состояния идеального газа соответственно:

к dpT = Gk +р Ла " Gm

- ктр2Wm ; (12)

Р2 ~ Po = P2RT2,

(13)

где р2 — давление в зоне II, Па;

р0 — давление наружного воздуха при z = 0, Па; R — газовая постоянная (принимается, что газовые постоянные воздуха и смеси продуктов горения и воздуха равны [7]), ДжДкг-К); кт — коэффициент, учитывающий отличие локальной температуры TW газовой смеси, уходящей через отверстия системы дымоудаления наружу, от среднеобъемной температуры припотолочного слоя T2, кт = T2/TW. Уравнения (11) и (12) решаются численным методом Рунге-Кутта 4-го порядка точности.

Полевая (дифференциальная) модель расчета тепломассообмена

Используется полевой метод расчета, разработанный в публикации [5]. Решаются трехмерные нестационарные дифференциальные уравнения Рейнольдса.

Обобщенное дифференциальное уравнение имеет вид [5]:

— (рФ) + div (pwÔ) = div (Г gradÔ) + 5, (14) 5т

где т — время, с;

p — плотность газовой смеси, кг/м3; w — скорость газовой смеси, м/с; Ф — зависимая переменная (энтальпия газовой смеси, проекции скорости на координатные оси, концентрации компонентов газовой смеси (О2, СО, СО2, N2, продуктов газификации горючего материала), оптическая плотность дыма, кинетическая энергия турбулентности и скорость ее диссипации);

Г— коэффициент диффузии для Ф; S— источниковый член.

Лучистый теплоперенос определяется с помощью метода моментов (диффузионная модель). Ради-

ационная составляющая источникового члена в уравнении энергии определяется следующим образом:

4 п

Sr = -Т

2

5 2I 5 2I 5 2I

2

5x 5y

5z2

(15)

где I — интенсивность излучения, Вт/м2, находящаяся из решения уравнения:

2

52I 52I 5x 2 5y 2

5z2

= 3v(I - Ib ),

(16)

где х, у, z — координаты вдоль длины, ширины и высоты помещения соответственно, м; Р — интегральный коэффициент ослабления излучения, 1/м;

V — интегральный коэффициент излучения, 1/м; 1Ъ = аТ4 — интенсивность излучения абсолютно черного тела, Вт/м2;

а — постоянная излучения абсолютно черного тела, Вт/(м2-К4); Т — температура, К.

Локальные значения коэффициентов излучения и поглощения радиационной энергии определяются с помощью локальных величин оптической плотности дыма [5].

Реакция горения рассматривается как одноступенчатая и необратимая:

F + sO ^ (1 + s)P,

(17)

где Г, О, Р—продукты газификации горючего материала, окислитель (кислород воздуха) и продукты реакции соответственно; 5 — коэффициент.

Скорость реакции (17) с учетом влияния на нее турбулентности (диффузионно-вихревая модель)

составляет:

Gr -p* min-^4 Xpb ; 4 X° ;2 ^

(18)

где Ог — массовая скорость реакции в единице объема газовой среды, кг/(с-м3); е — скорость диссипации кинетической энергии турбулентности, м2/с3;

к — кинетическая энергия турбулентности,

22 м2/с2;

ХрЪ, Х0, Хр& — массовая концентрация продуктов горения, кислорода и продуктов газификации горючего материала соответственно. Начальные и граничные условия подробно приведены в работе [5].

Уравнения (14) и (16) решаются методом контрольных объемов [13] по неявной конечно-разностной схеме на равномерной шахматной сетке.

Упрощенные (эмпирические и полуэмпирические) методы расчета расхода системы дымоудаления

При "квазистационарном" подходе массовый расход системы дымоудаления равен величине массового расхода в конвективной колонке на высоте незадымляемой зоны:

вд = Ок. (19)

Рассматриваются следующие формулы для расчета расхода по высоте конвективной колонки:

• точечный источник тепловыделения располагается ниже поверхности горючего материала (эмпирический метод расчета [7, 11], формула(6));

• распределенный источник тепловыделения находится выше поверхности горючего материала (эмпирический [12], формулы (8) и (9)).

Исходные данные для численных экспериментов

Рассматривается атриум в форме параллелепипеда размерами 22,4x12,0x27,0 м с механическим дымоудалением при исходных данных, соответствующих условиям экспериментов работы [1].

Схема экспериментального стенда с расположением открытых проемов и отверстий системы механического дымоудаления представлена на рис. 2.

Дымоудаление осуществляется с использованием четырех вентиляторов, размещенных на перекрытии атриума, через проемы №№ 7-10. Приток воздуха в атриум происходит через открытые проемы №№ 1-6 (естественный газообмен с окружающей средой).

Горение метанолового спирта и дизельного топлива происходит в поддонах, расположенных в геометрическом центре пола.

8

9 10

¿У

4 5 \ \ \

1 11 б

Рис. 2. Схема экспериментального стенда [1]: 1-6—проемы естественного газообмена; 7-10 — проемы системы дымоудаления; 11 — поддоны с горючей жидкостью

При проведении расчетов по полевой модели использовалась равномерная конечно-разностная сетка размерами 23x25x55 точек.

Свойства дизельного топлива принимались по типовой базе горючей нагрузки [7]: низшая рабочая теплота сгорания 0Р = 45,4 МДж/кг; удельная скорость выгорания = 0,0425 кг/(м2-с); потребление кислорода при горении Ь0 = -3,368.

Данные по метаноловому спирту взяты из работы [1].

Начальные условия задавались следующими: температура в помещении То = 276 К; давление в помещениир = 101300 Па.

Результаты численного эксперимента и их анализ

На рис. 3 представлены расчетные (с использованием полевой модели и нижеприведенной формулы (20) из работы [7]) и экспериментальные [6] распределения безразмерных температур по высоте атриума через 180 с от начала горения. Кривая 1 соответствует формуле [7]:

Т - Т" 2: ехр Г 1,4-21. (20)

Т - Т

2 н

Из рис. 3 видно, что полевая модель (кривая 2) в отличие от формулы (20) (кривая 1) качественно правильно отображает основные особенности экспериментального распределения температуры — существование областей ее резкого подъема на нижней границе газового припотолочного слоя и максимума температуры 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.

На рис. 4 приведены расчетные и экспериментальные [1] зависимости высоты незадымляемой зоны от объемного расхода дымоудаления в случае 0пож = 2 МВт. Зависимости роста среднеобъемной температуры припотолочного слоя ДТ2 от объем-

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 г = г/н

Рис. 3. Распределения безразмерных температур по высоте атриума: 1 — формула (20); 2 — полевая модель; символы — эксперимент [6]

ного расхода системы дымоудаления представлены на рис. 5.

Из рис. 4 и 5 видно, что допущение о том, что термогазодинамическая картина пожара является "квазистационарной", некорректно (плохое совпадение с экспериментом; см. кривые 4 и 5, рис. 4; кривая 4, рис. 5), так как величины высоты неза-дымляемой зоны и роста среднеобъемной температуры припотолочного слоя существенно зависят от времени. Например, в случае Жт = 6 м3/с:

• экспериментальные значения [1]: zm = (3,5 +0,5) м; ДТ2 = 25 К;

• расчет с использованием зонной модели:

- при х = 140 с znз = 3,945 м, ДТ2 = 21 К;

- при х = 600 с zm = 0,319 м, ДТ2 = 80,9 К;

• расчет по формулам (8) и (9) ("квазистационарный" подход): zía = 2,154 м; ДТ2 = 117 К. Попытки в работе [1] уточнить выражения (8)

и (9) (см. кривая 5, рис. 4) не привели к повышению точности расчета из-за использования вышеуказанного допущения.

В таблице представлены составляющие материального баланса открытой термодинамической системы, контрольная поверхность которой проходит по внутренним поверхностям ограждающих конструкций, открытых проемов и пола, при Qnoж = 2,0 МВт и Жт = 6 м3/с.

Из таблицы видно, что невязка по материальному балансу практически равна нулю.

Анализ результатов расчета, приведенных в таблице, показывает, что термогазодинамическая картина пожара в рассматриваемые моменты времени не является стационарной, так как скорость изменения массы газовой среды помещения по времени (ёМх /ёх) сопоставима с массовым расходом системы дымоудаления. Например, через 180 с от начала горения Од = 6,059^6,215 кг/с, АИЪ /ёх = -2,805 ^ -7,852 кг/с.

Результаты расчетов с использованием полевой модели свидетельствуют, что (как отмечалось ранее [5]) нейтральная поверхность не является плоскостью. Высота нейтральной поверхности в различные моменты времени составляла:

• х = 180 с: z* = 0-7,2 м(ПМ); z* = 1,654 м (ИМ);

• х = 200 с: z* = 0-4,8 м(ПМ); z* = 1,664 м (ИМ);

• х = 210 с: z* = 0-4,8 м(пм); z* = 1,668 м(им). Из таблицы видно, что, например, через 180 с

проемы №2, 3и6 работают только на выброс газов наружу, проемы № 1,4 и 5 — в "смешанном" режиме газообмена с окружающей средой.

Распределения массовых расходов по высоте конвективной колонки в различные моменты времени представлены на рис. 6. Можно видеть, что до высоты, составляющей 30 % высоты атриума, величины массовых расходов, полученные с использо-

ванием полевой модели и работы [12] (формулы (8) и (9)), совпадают с погрешностью, не превышающей 17 %. Выражение (6) [7, 11] приводит к завышению значений расходов, а значит, к занижению

12 ю 8 6 4 2 О

10

15 20 25 wm, м3/с

30 35

40

Рис. 4. Зависимости высоты незадымляемой зоны от объемного расхода дымоудаления: расчет по ЗМ (с использованием уравнения (10)) через 140 с (1), 210 с (2) и 600 с (3); 4 — расчет [1] (формулы (8) и (9)); 5 — расчет по предложенной в работе [1] ЗМ; ■ — эксперимент [1]

15 20 wm, м3/с

Рис. 5. Зависимости подъема средиеобъемиой температуры припотолочного слоя от объемного расхода дымоудаления: расчет по ЗМ (с использованием уравнения (10)) через 140 с (1), 210 с (2) и 600 с (3); 4 — расчет (формулы (8) и (9)); ■ — эксперимент [1]

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1 = г/я

Рис. 6. Распределения массовых расходов по высоте: 1 — формула (6); 2 — формулы (8) и (9); 3 — уравнение (10); численный эксперимент с использованием ПМ (через 180 с): 4 — по поперечному сечению конвективной колонки; 5 — по всему поперечному сечению атриума, параллельному полу

40

Материальный баланс массы газовой среды атриума

Время от начала горения x, с

Наименование проема 180 200 210

Gmi, кг/с Gai,кг/с Gmi, кг/с Gai,кг/с Gmi, кг/с Gai, кг/с

Проем № 1 -0,553 2,018 -1,141 4,389 -0,440 15,412

Проем № 2 -0,520 0 -1,183 0 -1,090 0

Проем № 3 -1,019 0 -1,665 0 -11,406 0

Проем № 4 -0,227 0,195 -0,947 0 -1,581 0

Проем № 5 -0,079 0,041 -0,562 0 -1,418 0

Проем № 6 -0,185 0 -0,439 0 -0,990 0

Проем № 7 -1,495 - -1,265 - -1,258 -

Проем № 8 -1,526 - -1,314 - -1,306 -

Проем № 9 -1,522 - -1,307 - -1,299 -

Проем № 10 -1,516 - -1,303 - -1,298 -

Проемы №№ 1-6 -2,583 2,254 -5,937 4,389 -16,925 15,412

ПМ Проемы №№ 7-10 -6,059 - -5,189 - -5,161 -

Проемы №№ 1-10 -8,642 2,254 -11,126 4,389 -22,086 15,412

dM, /dx (ПМ), кг/с -6,388 -6,737 -6,674

ИМ Проемы №№ 1-6 -5,533 8,943 -5,607 9,282 -5,639 9,433

Проемы №№ 7-10 -6,215 - -6,172 - -6,153 -

dMs /dx (ИМ), кг/с -2,805 -2,497 -2,359

ЗМ Проемы №№ 1-6 * * * * * *

Проемы №№ 7-10 -6,114 - -6,102 - -6,092 -

dM, /dx (ЗМ), кг/с -7,852 -5,644 -4,886

Примечание. dM /dx — скорость изменения массы газовой среды атриума по времени; * — не определялись; расчет с использованием моделей: ПМ — полевой, ИМ — интегральной и ЗМ — зонной; Gmi, Gai — массовые расходы поступающего воздуха и вытекающих наружу газов при естественном газообмене через г-й проем, кг/с.

среднеобъемной температуры припотолочного слоя в соответствии с уравнением (7). Начиная с относительной высоты 2 >0,3, расход по высоте колонки меняется незначительно (практически постоянен).

Полученные результаты объясняются влиянием перекрытия, т. е. конвективная колонка не является свободно-конвективной струей, распространяющейся в неограниченном пространстве. Таким образом, данное допущение несправедливо и приводит к большой погрешности в определении расхода в колонке в верхней части атриума (в рассматриваемых условиях расход завышается более чем в 5 раз).

В работе [1] отличие расчетной величины неза-дымляемой зоны от ее экспериментального значения объясняется тем, что существует приток холодного воздуха через нижнюю границу припотолочного слоя в вышеуказанный слой вне зоны конвективной колонки. Однако из рис. 6 видно, что со-

ставляющие массового расхода в вертикальном направлении по всему сечению атриума отличаются от соответствующих величин в области конвективной колонки только при z > 0,54, т. е. существенно выше, чем высота нижней границы припотолочного слоя. Поэтому рассмотренное выше предположение, сделанное в публикации [1], для данных условий задачи некорректно.

Для иллюстрации результатов расчета с использованием полевой модели на рис. 7 представлены поля скоростей в поперечном и продольном сечениях атриума, проходящих через источник горения, при дпож = 2,0 МВт и Wm = 6 м3/с через 180 с от начала пожара, а также поле скоростей в продольном сечении атриума, проходящем через отверстия системы дымоудаления, через 210 с от начала пожара.

Из рис. 7 видно, что форма поперечного сечения конвективной колонки зависит от высоты и в продольном и поперечном сечениях различна. В попе-

X, M

Рис. 7. Поля скоростей в поперечном (а) и продольном (б ) сечениях атриума, проходящих через источник горения, через 180 с от начала пожара, а также в продольном сечении (в) атриума, проходящем через отверстия системы дымоудаления, через 210 с от начала пожара

речном сечении (вдоль ширины атриума) до высоты порядка 10 м колонка расширяющаяся, выше — угол полураскрытия практически не меняется. В продольном сечении (вдоль длины атриума) угол полураскрытия практически постоянен. Данные особенности термогазодинамической картины пожара, определяемые влиянием перекрытия и стен атриума, а также работой системы дымоудаления, учтены в уравнении (10) использованием полученных с помощью численного эксперимента по полевой модели величин вышеуказанного угла.

Выводы

Влияние ограждающих конструкций атриума и нестационарности термогазодинамической картины пожара приводит к существенной погрешности в определении высоты незадымляемой зоны в атриуме, полученной с использованием инженерных эмпирических формул расчета массовых расходов системы дымоудаления. При этом происходит недооценка пожарной опасности в атриуме, так как высота незадымляемой зоны получается завышенной по сравнению с экспериментальными значениями (при рассмотренных в статье исходных данных — в 1,5 раза).

Применение существующих эмпирических формул для нахождения высоты незадымляемой зоны корректно при расположении нижней границы припотолочного газового слоя в нижней части атриума (в рассмотренном примере — при z < 0,3).

Уточнение вышеуказанных формул необходимо проводить, принимая во внимание форму конвективной колонки, образующейся над источником горения, для конкретных объемно-планировочных решений атриума и параметры системы дымоуда-ления.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Chow, W. К. Experimental Studies on Mechanical Smoke Exhaust System in an Atrium / W. K. Chow, L.Yi, C. L. Shi, Z. Li, R. Huo// Journal of Fire Sciences. — 2005. — Vol. 23. — N. 9. — P. 429-444.

2. Пузач, С. В. Модифицированная зонная модель расчета термогазодинамики пожара в атриуме / С. В. Пузач, Е. С. Абакумов // Инженерно-физический журнал. — 2007. — Т. 80, № 2. — С.84-89.

3. Пузач, С. В. Модифицированная зонная модель расчета тепломассообмена при пожаре в атриуме / С. В. Пузач, Е. С. Абакумов // Пожаровзрывобезопасность. — 2007. — Т. 16, № 1. — С. 53-57.

4. Пузач, С. В. Расчет скорости опускания нижней границы припотолочного слоя при пожаре в атриуме / С. В. Пузач, Е. С. Абакумов, Нгуен Тхань Хай // Пожаровзрывобезопасность. — 2009. — Т. 18, № 5. — С. 31-36.

5. Пузач, С. В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение для практических задач пожаровзрывобезопасности / С. В. Пузач. — М. : Академия ГПС МЧС России, 2005.

6. Chow, W. К. Determination of the Smoke Layer Interface Height for Hot Smoke Tests in Big Halls / W. K. Chow // Journal of Fire Sciences. — 2009. — Vol. 27, № 3. — P. 125-140.

7. Кошмаров, Ю. А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении / Ю. А. Кошмаров. — М. : Академия ГПС МВД России, 2000.

8. Астапенко, В. М. Термогазодинамика пожаров в помещениях / В. М. Астапенко, Ю. А. Кошмаров, И. С. Молчадский [и др.]. — М. : Стройиздат, 1986.

9. Пузач, С. В. Интегральная модель расчета газообмена помещения с окружающей средой при пожаре / С. В. Пузач, В. М. Казеннов, В. Г. Пузач // Пожаровзрывобезопасность. — 2003. — Т. 12, № 4. — С. 68-72.

10. Присадков, В. И. Численные методы исследования пожарной опасности атриумов / В. И. Присадков, В. В. Лицкевич, А. В. Федоринов // Пожарная безопасность. — 2002. — № 2.

11. Драйздел, Д. Введение в динамику пожаров : пер. с англ. / Д. Драйздел. — М. : Стройиздат, 1988.

12. International Building Code. — International Code Council, 2003.

13. Патанкар, С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости / С. Па-танкар. — М. : Энергоатомиздат, 1984.

Материал поступил в редакцию 29.10.2009.

© Пузач С. В., Нгуен Тхань Хай, 2009 г. (e-mail: puzachsv@rambler.ru).

А

Представляем новую книгу

О

QQ

О _Q

СО

«

П0ЖНАУКА

»

СВОДЫ ПРАВИЛ. Системы противопожарной защиты.-2009.-618 с.

С мая 2009 г. введен в действие Федеральный закон №123 «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности» (полный текст закона опубликован в журнале «Пожаровзрывобезопасность». — 2009.—Т. 18, №1).

С вступлением в силу указанного закона теряют свое значение многочисленные Нормы пожарной безопасности (МПБ), Строительные нормы и правила (СМиП), регламентировавшие требования пожарной безопасности к зданиям и сооружениям. В качестве нормативных документов добровольного применения введены Своды правил (СП) и Государственные стандарты.

Настоящий сборник включает Своды правил, которые рекомендуются для применения проектными, строительными и эксплуатирующими строительные объекты организациями при решении вопросов обеспечения пожарной безопасности.

121352, г. Москва, ул. Давыдковская, д. 12, стр. 7; тел./факс: (495) 228-09-03; e-mail: firepress@gmail.com

А.Н. ЧЛЕНОВ, Т.А. БУЦЫНСКАЯ, И.Г. ДРОВНИКОВА. -Ч.1.- 316 с.

В.П. БАБУРОВ, В.В. БАБУРИН, В.И. ФОМИН. -Ч.2.- 300 с.

В учебно-справочном пособии рассмотрены общие вопросы построения систем охраной сигнализации, приведены сведения об основных видах технических средств, составляющих систему: извещателях, приемно-контрольных приборах, системах передачи извещений, оповещателях и блоках питания. Рассмотрены современное состояние рынка средств охранной сигнализации и тенденции его развития.

Большое внимание уделено вопросам проектирования систем охранной сигнализации, требованиям по их монтажу и технической эксплуатации. Рассмотрены особенности применения средств сигнализации в пожаро- и взрывоопасных зонах.

Книга предназначена для практических работников в области систем безопасности и может быть использована как учебное пособие для подготовки и повышения квалификации специалистов соответствующего профиля.

WEB-САЙТ: www.firepress.ru

ЭЛ. ПОЧТА:

mail@firepress.ru; ¡гс^рогЬпаика @ mail.ru

Телефон: (495)228-09-03,

тел./факс: (495) 445-42-34