CC BY
17
С. В. ПУЗАЧ, д-р техн. наук, профессор, заслуженный деятель науки РФ, начальник кафедры инженерной теплофизики и гидравлики Академии ГПС МЧС России (Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; e-mail: puzachsv@mail.ru) ТХАНЬ ТУНГ ДО, адъюнкт кафедры инженерной теплофизики и гидравлики Академии ГПС МЧС России (Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4)
УДК 614.841
ВЛИЯНИЕ ВЫСОТЫ СТЕНКИ ДЫМОУДАЛЯЮЩЕГО ОТВЕРСТИЯ НА ВОЗНИКНОВЕНИЕ "ПОДДУВА" ПРИ ДЫМОУДАЛЕНИИ С ЕСТЕСТВЕННЫМ ПОБУЖДЕНИЕМ
Проведен анализ влияния высоты стенки дымоудаляющего отверстия на возникновение явления "поддува" (plugholing) при дымоудалении с естественным побуждением. Аналитическим путем получена формула для расчета критической среднеобъемной температуры припотолоч-ного газового слоя, при которой начинается "поддув", с учетом высоты стенки отверстия. Выполнено сопоставление данных, полученных по вышеуказанной формуле, с экспериментальными данными, приведенными в литературных источниках, и с результатами численных экспериментов, полученными с использованием трехмерной полевой модели. обнаружено, что высота стенки дымоудаляющего отверстия существенно влияет на возникновение явления "поддува" и на максимальный массовый расход продуктов горения, удаляемых из помещения через отверстие.
Ключевыеслова: пожар; дымоудаление; естественная конвекция; поддув; припотолочный слой.
Введение
Эффективность работы систем дымоудаления (далее — СДУ) с естественным побуждением может снижаться из-за явления "поддува" (р1и§Ьо1т§) [1-3], которое заключается в том, что чистый воздух из-под припотолочного дымового слоя за счет действия подъемных сил проходит через дымоудаляющее отверстие. При этом уменьшается (вплоть до нулевого значения) расход смеси продуктов горения и частиц дыма, удаляемых наружу из помещения через дымоудаляющее отверстие. Это может привести к скоплению дыма на периферии верхней зоны помещения в местах пребывания людей (например, в атриумах, пассажах и т. д.), поэтому важно явления "поддува" не допускать.
Критические условия перехода расчетного режима работы СДУ в нерасчетный режим "поддува" исследованы недостаточно для создания надежного инженерного метода, позволяющего определять параметры системы (количество, площадь и высоту расположения дымоудаляющего отверстия), исключающие возникновение явления "поддува".
В работе [4] рассмотрены условия возникновения "поддува", корректность использования формул для расчета критического расхода, а также снижение эффективности работы СДУ с естественным побуждением на примере модельного помещения с модельной горючей нагрузкой при высоте стенки дымоудаляющего отверстия, равной нулю, и при
© Пузач С. В., До Тхань Тунг, 2014
условии пренебрежения составляющей скорости газовой смеси, параллельной перекрытию.
В данной статье, являющейся продолжением работы [4], выполнено исследование влияния высоты стенки дымоудаляющего отверстия на возникновение явления "поддува".
Постановка задачи
На рис. 1,а представлена упрощенная схема при-потолочного дымового слоя в условиях работы СДУ, а на рис. 1,6 — схема течения в момент начала захвата холодного воздуха, находящегося под припо-толочным слоем, СДУ ("поддув"). Условная нижняя граница припотолочного слоя принимается по правилу"^процентов" [5].
При использовании одномерного подхода принимаем следующие основные упрощения термогазодинамической картины в припотолочном слое:
• существует резко выделенная граница между зонами припотолочного слоя и холодного воздуха, при переходе через которую термогазодинамические параметры изменяются скачкообразно;
• припотолочный слой равномерно прогрет и равномерно задымлен.
Условия возникновения режима "поддува"
При естественной конвекции в одномерном приближении (координата направлена по высоте помещения) уравнение Бернулли имеет вид:
Р1 + Р г1 gzl +
Р г1
2
Рг3 ™23 гРг1 ™21 1Л\
Р 3 +Р г3 3 + г% 2 3 + С 0 21 , (1)
гдер1,р3 — давление в сечениях 1 и 3 (см. рис. 1,а), Па;
Рг1, Рг3 — плотность смеси газов и дыма в сечениях 1 и 3, кг/м3;
g — ускорение свободного падения, м/с2; 2Х, 23 — координаты в сечениях 1 и 3 по высоте помещения, отсчитываемые от уровня пола, м;
wz3 — вертикальные проекции скорости в сечениях 1 и 3, м/с;
С — коэффициент гидравлического сопротивления на участке между сечениями 1 и 3. Введем следующие допущения:
• плотность и температура смеси газов и дыма в сечениях 1 и 3 равны соответственно средне-объемной плотности рг (кг/м3) и среднеобъем-ной температуре Тг (К) смеси газов и дыма в при-
потолочном слое (Рг1 = Рг2 = Рг3 = Рг, Тг1 = Тг2 = = Тг3 = Тг);
• в уравнениях состояния идеального газа для воздуха и газовой смеси принимаем, что давления и газовые постоянные равны друг другу (в этом случае Рг Тг = РвТв, где Рв — плотность холодного воздуха в помещении, кг/м3; Тв — температура холодного воздуха в помещении, К).
Рис. 1. Упрощенная схема припотолочного дымового слоя в условиях работы СДУ при расчетном режиме (а) и начале режима "поддува" (б): 1 — припотолочный слой; 2 — холодный воздух; 3 — дымоудаляющее отверстие; 4 — нижняя граница припотолочного слоя при отсутствии СДУ; 5 — нижняя граница припотолочного слоя при наличии СДУ; 6 — воронка; 7—полусферическая поверхность; 8 — стенка дымо-удаляющего отверстия; 1-3 — номера сечений; d — приведенный диаметр дымоудаляющего отверстия; к — толщина припотолочного слоя; ко — высота стенки дымоудаляющего отверстия
Тогда выражение для скорости подъема wz3 смеси газов и дыма, удаляемых из припотолочного слоя, в выходном сечении дымоудаляющего отверстия (см. рис. 1,а, сечение 3) примет вид:
++ ^21-0, (2) Р г
wz3 =- 2g(к + к0)
где Рг — среднее избыточное давление в припото-
лочном слое, Па.
При критическом режиме работы в дымоудаляющее отверстие начинает поступать воздух из зоны холодного воздуха. В соответствии с одномерным уравнением Бернулли скорость подъема воздуха в его входном сечении (см. рис. 1,а, сечение 2), при которой столбик холодного воздуха поднимается на высоту к (см. рис. 1,б), составит:
' 2 кр
(3)
где wz кр — вертикальная критическая скорость во входном сечении отверстия, м/с. Найдем критическое значение температуры при-потолочного слоя, при котором возникает явление "поддува".
Приравняв выражения (2) и (3) для скорости (при установившемся течении wz2 = wzз), получим, что отношение критического значения среднеобъемной температуры припотолочного слоя к температуре холодного воздуха в помещении определяется как:
Рг
2+к
1 + к р г gк (1 + к)
w 21 (1 -С) 2gк (1 + к)
(4)
где Т
г. кр
безразмерная критическая температура припотолочного слоя; Т = Тг кр /Тв; Тг кр — критическая температура припотолочного слоя, К;
к — безразмерная высота стенки дымоудаляющего отверстия; к = ко /к. При wz1 = рг = 0 формула (4) приводится к виду:
Тг.кр = (2 + к )/(1 + к). (5)
Из равенств (4) и (5) видно, что поступление холодного воздуха в дымоудаляющее отверстие при естественном побуждении происходит при достаточно высокой температуре припотолочного слоя. Например, при wz1 = к0 = рг = 0 и Тв = 293 К имеем Тгкр = 586 К = 313 °С.
Массовый расход смеси газов и дыма через ды-моудаляющее отверстие при одномерном подходе в случае отсутствия "поддува"
О = рг WzFо,
(6)
где О — массовый расход смеси газов и дыма через дымоудаляющее отверстие, кг/с;
2
Fо — площадь дымоудаляющего отверстия, м .
г. кр
В начале возникновения "поддува" критический массовый расход смеси газов и дыма через дымо-удаляющее отверстие составит:
Скр = Рг кр Fo, (7)
где Скр — критический массовый расход СДУ, кг/с.
Полевая модель расчета термогазодинамики пожара
Используется полевой метод расчета, разработанный в [6]. Решаются трехмерные нестационарные дифференциальные уравнения Рейнольдса.
Обобщенное дифференциальное уравнение имеет вид [6]:
— (рФ) + div (р wФ) = div (Г grad Ф)
дт
(8)
где х — время, с;
р — плотность газовой смеси, кг/м3; Ф — зависимая переменная (энтальпия газовой смеси, проекции скорости на координатные оси, концентрации компонентов газовой смеси (О2, СО, СО2, К2, продукты газификации горючего материала), оптическая плотность дыма, кинетическая энергия турбулентности и скорость ее диссипации);
w — скорость газовой смеси, м/с; Г — коэффициент диффузии для Ф; 5 — источниковый член.
Лучистый теплоперенос определяется с помощью метода моментов (диффузионная модель). Выражение для радиационной составляющей источ-никового члена в уравнении энергии имеет вид:
= 4л
5r = -Т
д 2I
2
д х ду
д Z2
где I — интенсивность излучения, Вт/м2;
/
1 ß
^д 2I
д 2I
д 2I ^
дх2 ду2 д z2
= 3x(I - Ib )
(9)
(10)
Р — интегральный коэффициент ослабления излучения, м-1;
х, у, 2 — координаты соответственно вдоль длины, ширины и высоты помещения, м; X — интегральный коэффициент излучения, м-1; I
b
интенсивность излучения абсолютно чер-
ного тела, Вт/м ; 1Ъ = аТ ; 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 [6].
Реакция горения рассматривается как одноступенчатая и необратимая:
F + sO ^ (1+ s)P, (11)
где F, O, P—продукты газификации горючего материала, окислитель (кислород воздуха) и продукты реакции соответственно; s — коэффициент.
Скорость реакции (11) с учетом влияния на нее турбулентности (диффузионно-вихревая модель) вычисляется по формуле
Gr =р k min <| 4 Xpb; 4 А ; 2 -^J, (12)
где Gr — массовая скорость реакции в единице объема газовой среды, кг/(с-м3); е — скорость диссипации кинетической энергии турбулентности, м2/с3;
k — кинетическая энергия турбулентности,
22 м2/с2;
Xpb, Xo, Xpg — массовая концентрация соответственно продуктов горения, кислорода и продуктов газификации горючего материала. Начальные и граничные условия подробно приведены в [6].
Уравнения (8) и (10) решаются методом контрольных объемов [7] по явной конечно-разностной схеме на равномерной шахматной сетке.
Исходные данные для численного эксперимента
Рассматривается помещение в форме параллелепипеда размером 30x25x15 м.
Свойства горючего вещества (турбинное масло) принимаются по типовой базе горючей нагрузки [8]: низшая рабочая теплота сгорания Q ¿'=41,9 МДж/кг; удельный коэффициент выделения оксида углерода LCO = 0,122; удельная массовая скорость выгорания ууд = 0,03 кг/(м2-с); удельный коэффициент потребления кислорода Lo2=-2,82.
Площадь пролива турбинного масла составляет 1,0x1,0 ми 3,0x3,0 м.
Мощность горения постоянна во времени: для площади пролива 1,0x1,0 м — Q^ = 1,26 МВт, 3,0x3,0 м — QmM= 11,34 МВт.
Площадь квадратного дымоудаляющего отверстия в потолке: Fо = 1,2x1,2 м (при d3 = 1,35 м), Fо = 3x3 м (при d3 = 3,39 м).
Время включения СДУ (открытие дымоудаляющего отверстия в перекрытии) составляет: тд = 10с и тд = 60 с.
Открытый дверной проем имеет площадь: = = 1,2x2,0 м.
Оси симметрии открытой поверхности горючего материала, отверстия для удаления дыма и двери
х, м
Рис. 2. Поля температур в продольном сечении модельного помещения, проходящем через его ось симметрии, при отсутствии СДУ (а) и при ее работе в режиме "поддува" (б): 1 — открытая поверхность горючего материала; 2 — дымо-удаляющее отверстие; 3 — открытая дверь
расположены на продольной оси симметрии помещения (рис. 2,а).
Начальные условия задавались следующими: Тв = = 293 К; давление в помещении рв = 1,013105 Па.
Результаты численных экспериментов и их анализ
Расчеты выполнялись с использованием программных продуктов [9, 10].
На рис. 2 представлены характерные поля температур до включения СДУ (см. рис. 2,а) и при возникновении "поддува" (см. рис. 2,6), полученные с использованием программы [9].
На рис. 3 приведены зависимости безразмерной критической температуры припотолочного слоя от безразмерной высоты стенки дымоудаляющего отверстия, полученные с использованием формул (4) и (5) и трехмерной полевой модели. Кроме того, на рис. 3 представлены экспериментальные значения безразмерной критической температуры из работ [11, 12].
1,8 1,6 1,4 1,2 1,0
01234567 h
Рис. 3. Зависимости безразмерной критической температуры припотолочного слоя от безразмерной высоты стенки дымоудаляющего отверстия: расчет: 1 — формула (4); 2 — формула (5); О — полевая модель [9]; О — полевая модель [10]; эксперимент : □ — данные по [11]; А — данные по [12]
N2
Q. —
о адд — о о -----
0 123456789 10 11 12 h
Рис. 4. Зависимости безразмерных массовых расходов газовой смеси, выходящей из помещения наружу через дымоуда-ляющее отверстие, от его безразмерной высоты: 1 — Gho/Go; 2 — G^ /Go; 3 — G^ /Gho; Go — массовый расход при ho = 0 кг/с; Gho — массовый расход при ho Ф 0 кг/с; G — безразмерный расход
Из рис. 3 видно, что учет трехмерности течения и гидравлических потерь (формула (4), экспериментальные данные и полевая модель) приводит к существенному снижению безразмерной критической температуры по сравнению с одномерным подходом (выражение (5)), при котором учитывается только влияние подъемных сил.
Зависимости безразмерных массовых расходов смеси газов и дыма, выходящих из помещения наружу через дымоудаляющее отверстие, от безразмерной высоты его стенки при Тг = 343 К, h = 0,5 м и Fo = 1,2 м2 показаны на рис. 4. Из рис. 4 видно, что при h = 4,8 возникает явление "поддува": Gha = G^.
Дальнейшее увеличение высоты стенки дымо-удаляющего отверстия не приводит к увеличению расхода удаляемого дыма, так как при этом холодный воздух будет подниматься выше по дымоудаля-ющему отверстию, блокируя поступление газовой смеси из припотолочного слоя.
Заключение
Установлено, что в случае работы СДУ с естественным побуждением на возникновение "поддува" существенно влияет высота стенки дымоудаляюще-го отверстия.
Существует минимальная среднеобъемная температура припотолочного дымового слоя, при которой возникает явление "поддува".
Вышеуказанная температура зависит от высоты стенки дымоудаляющего отверстия, толщины при-
потолочного дымового слоя, перепада давлений по высоте внутри и снаружи дымоудаляющего отверстия, скорости движения газовой смеси в припото-лочном слое, а также от коэффициента гидравлического сопротивления в дымоудаляющем отверстии.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Viot J., Vauquelin O., Rhodes N. Characterization of the plug-holing phenomenon for the exhausting of a low density gas layer // 14th Australasion Fluid Mechanics Conference. Adelaide University, Adelaide, Australia, 10-14 December. — 2001. — P. 529-532.
2. Chow W. K.,Li /.Review on design guides for smoke management system in an atrium // Int. J. on Engineering Performance — Based Fire Codes. — 2005. — Vol. 7, No. 2. — P. 65-87.
3. Linjie Li, Zihe Gao, Jie Ji, Jianyun Han, Jinhua Sun. Research on the phenomenon of plug-holing under mechanical smoke exhaust in tunnel fire // 9th Asia-Oceania Symposium on Fire Science and Technology. Procedia Engineering 62. — 2013. — P. 1112-1120.
4. Пузач С. В., До Тхань Тунг. Условия возникновения "поддува" при работе систем дымоудаления с естественным побуждением // Пожаровзрывобезопасность. — 2014. — Т. 23, № 9. — С. 57-63.
5. Chow W. K. Determination of the smoke layer interface height for hot smoke tests in big halls // J. of Fire Sciences. — 2009. — Vol. 27. — P. 125-141.
6. Пузач С. В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение при решении практических задач пожаровзрывобезопасности. — М. : Академия ГПС МЧС России, 2005. —336 с.
7. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости. — М. : Энергоатомиздат, 1984. — 152 с.
8. Кошмаров Ю. А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении. — М. : Академия ГПС МВД России, 2000. — 118 с.
9. Пузач С. В. Интегральные, зонные и полевые методы расчета динамики опасных факторов пожара : Свидетельство об официальной регистрации программы № 2006614238 в Федеральной службе по интеллектуальной собственности, патентам и товарным знакам от 08.12.2006 г.
10. McGrattan K., Klein B., Hostikka S., Floyd J. Fire Dynamics Simulator (Version 5). National Institute of Standards and Technology. Special Publication. 1019-5. — 2007. — 202 p.
11. JiJ., Gao Z. H., Fan C. G., Zhong W., Sun J.H. A study of the effect of plug-holing and boundary layer separation on natural ventilation with vertical shaft in urban road tunnels fires // Int. J. of Heat and Mass Transfer. — 2012. — №. 55.—P. 6032-6041.
12. JiJ., GaoZ. H., Fan C. G., Sun J. H. Large Eddy Simulation of stack effect on natural smoke exhausting effect in urban road tunnels fires // Int. J. of Heat and Mass Transfer. —2013. —№. 66. —P. 531-542.
Материал поступил в редакцию 8 сентября 2014 г.
= English
INFLUENCE WALL HEIGHT OF SMOKE EJECTION HOLE ON THE RISE "PLUGHOLING" DURING WORK OF THE SMOKE REMOVAL SYSTEM WITH A NATURAL IMPULSE
PUZACH S. V., Doctor of Technical Sciences, Professor, the Honoured Scientist of Russian Federation, Head of Thermal Physics and Hydraulic Department, State Fire Academy of Emercom of Russia (Borisa Galushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; e-mail address: puzachsv@mail.ru)
DO THANH TUNG, Postgraduated Student of Thermal Physics and Hydraulic Department, State Fire Academy of Emercom of Russia (Borisa Galushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation)
ABSTRACT
Efficiency of smoke removal systems with a natural impulse may be reduced due to the phenomenon of "plugholing", which lies in the fact that the clean air out under ceiling smoke layer due to the action of lift forces passes through the smoke ejection hole.
The analysis of influence of smoke ejection hole height on the appearance of "plugholing" is made. Obtained analytically by using the one-dimensional Bernoulli equation formula for calculating critical volumetric average temperature of under-ceiling gas layer, when begins "plugholing". The formula takes into consideration the height of the hole.
A numerical study of thermal dynamics picture of fire in the model room is made with model combustible load by using a three-dimensional field model.
We consider the room in the form of a parallelepiped with dimensions of 30x25x15 m. Combustible material is turbine oil. Combustion power is constant over time and is 1.26 and 11.34 MW. Size of smoke ejection hole in the ceiling is 1.2x1.2 m or 3x3 m.
Dependencies between critical volumetric average temperature of under-ceiling gas layer and the height of the hole, that obtained with the use of the formula and three-dimensional field model, are compared with experimental data given in the literature.
The dependence between the mass flow rates of the gas mixture, leaving the outside of the room, and the height of the hole is obtained.
It is found that the height of the hole significantly affect the appearance of "plugholing" and the maximum mass flow of the combustion gases removed from the room through the hole.
Keywords: fire; smoke removal; natural convection; plugholing; temperature of under ceiling layer.
REFERENCES
1. Viot J., Vauquelin O., Rhodes N. Characterization of the plug-holing phenomenon for the exhausting of a low density gas layer. 14th Australasion Fluid Mechanics Conference, Adelaide University, Adelaide, Australia, 10-14 December, 2001, pp. 529-532.
2. Chow W. K., Li J. Review on design guides for smoke management systeminan atrium. Int. Journal on Engineering Performance. Based Fire Codes, 2005, vol. 7, no. 2, pp. 65-87.
3. Linjie Li, Zihe Gao, Jie Ji, Jianyun Han, Jinhua Sun. Research on the phenomenon of plug-holing under mechanical smoke exhaust in tunnel fire. 9th Asia-Oceania Symposium on Fire Science and Technology. Procedia Engineering 62. 2013. pp. 1112-1120.
4. Puzach S. V., Do Thanh Tung. Usloviya vozniknoveniya "podduva" pri rabote system dymoudaleniya s estestvennym pobuzhdeniyem [Conditions of "plugholing" in case of smoke exhaust system of natural type]. Pozharovzryvobezopasnost — Fire and Explosion Safety, 2014, vol. 23, no. 9, pp. 57-63.
5. Chow W. K. Determination of the smoke layer interface height for hot smoke tests in big halls. Journal of Fire Sciences, 2009, vol. 27, pp. 125-141.
6. Puzach S. V. Metody rascheta teplomassoobmenapripozhare vpomeshchenii i ikhprimeneniyepri re-shenii prakticheskikh zadach pozharovzryvobezopasnosti [Methods for calculating the heat and mass transfer in a fire at the premises and their application in solving practical problems of fire safety]. Moscow, State Fire Academy of Emercom of Russia Publ., 2005. 336 p.
7. Patankar S. Chislenyye metody resheniyazadach teploobmena i dinamikizhidkosti [Numericalmethods for solving problems of heat transfer and fluid dynamics]. Moscow, Energoatomizdat, 1984. 152 p.
8. Koshmarov Yu. A. Prognozirovaniye opasnykh faktorov pozhara v pomeshchenii [Prediction of fire dynamics factors in the room]. Moscow, State Fire Academy of Emercom of Russia Publ., 2000.118 p.
9. Puzach S. V. Integralnyye, zonnyye i polevyye metody rascheta dinamiki opasnykh faktorov pozhara [Integral, zone and field methods for calculating the dynamics of fire hazards]. Certificate of official registration No. 2006614238 in the Federal Service for Intellectual Property, Patents and Trademarks on 08.12.2006.
10. McGrattan K., Klein B., Hostikka S., Floyd J. Fire Dynamics Simulator (Version 5). National Institute of Standards and Technology. Special Publication. 1019-5. — 2007. — 202 p.
11. Ji J., Gao Z. H., Fan C. G., Zhong W., Sun J. H. A study of the effect of plug-holing and boundary layer separation on natural ventilation with vertical shaft in urban road tunnels fires. Int. J. of Heat and Mass Transfer, 2012, no. 55, pp. 6032-6041.
12. Ji J., Gao Z. H., Fan C. G., Sun J. H. Large Eddy Simulation of stack effect on natural smoke exhausting effect in urban road tunnels fires. Int. J. of Heat and Mass Transfer, 2013, no. 66, pp. 531-542.
