МЕТОДИКА РАСЧЕТА ВРЕМЕНИ БЛОКИРОВАНИЯ ПУТЕЙ
реклама
МИНИСТЕРСТВО РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ПО ДЕЛАМ ГРАЖДАНСКОЙ ОБОРОНЫ, ЧРЕЗВЫЧАЙНЫМ СИТУАЦЯМ И ЛИКВИДАЦИИ ПОСЛЕДСТВИЙ СТИХИЙНЫХ БЕДСТВИЙ Академия государственной противопожарной службы На правах рукописи До Тхань Тунг МЕТОДИКА РАСЧЕТА ВРЕМЕНИ БЛОКИРОВАНИЯ ПУТЕЙ ЭВАКУАЦИИ ОПАСНЫМИ ФАКТОРАМИ ПОЖАРА В МАШИННЫХ ЗАЛАХ ТЭС ВЬЕТНАМА В УСЛОВИЯХ РАБОТЫ СИСТЕМЫ ДЫМОУДАЛЕНИЯ В РЕЖИМЕ «ПОДДУВА» Специальность: 05.26.03 – Пожарная и промышленная безопасность. (технические науки, отрасль энергетика) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание учёной степени кандидата технических наук НАУЧНЫЙ РУКОВОДИТЕЛЬ: Заслуженный деятель науки РФ доктор технических наук, профессор Пузач Сергей Викторович Москва – 2015 2 ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ …………………………………………………………………………………………. 4 Глава 1. Методы расчета времени блокирования путей эвакуации опасными факторами пожара в МЗ ТЭС Вьетнама при пожаре ……………………………………………………….. 13 1.1. Современное состояние и перспективы развития ТЭС Вьетнама ………………………….. 13 1.2. Особенности пожарной опасности машинных залов ТЭС Вьетнама …………………….… 16 1.3. Методы расчета динамики опасных факторов пожара в машинных залах ТЭС …………... 25 1.4. Особенности противопожарной защиты машинных залов ТЭС Вьетнама ………………… 34 1.5. Приближенные методы расчета массового расхода системы дымоудаления на расчетном режиме ……………………………………………………………………………….. 38 1.6. Режим «поддува» работы системы дымоудаления …………………………………………... 39 1.7. Выводы по первой главе и постановка задач исследования ………………………………… 50 Глава 2. Математические модели и методика расчета динамики опасных факторов пожара в машинных залах ТЭС………………………………………………….…... 52 2.1. Интегральная модель ………………………………………………………………….……….. 52 2.2. Зонная модель …………………………………………………………………………………... 56 2.2.1. Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара …………….. 56 2.2.2. Основные уравнения ...………………………………………………………………… 59 2.2.3. Условия однозначности и метод численного решения ……………………………… 61 2.3. Полевая модель …………………………………………………………………………….…… 63 2.3.1. Основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара ………………………………………………………………………………...…… 63 2.3.2. Основные уравнения …………………………………………………………………... 64 2.3.3. Дополнительные соотношения ………………………………………………………... 67 2.3.4. Условия однозначности ……………………………………………………………..… 72 2.3.5. Метод численного решения …………………………………………………………… 74 2.4. Методика расчета необходимого времени эвакуации людей из машинного зала с учетом режима «поддува» …………………………………………………..… 75 2.5. Выводы по второй главе …………………………………………………………………….… 80 Глава 3. Условия возникновения и расчет параметров режима «поддува» при работе системы дымоудаления в машинном зал ТЭС…………………………………………………...… 82 3.1. Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара ………………..…… 82 3.2. Условия возникновения режима «поддува» работы системы дымоудаления с естественным побуждением при одномерном подходе ……………………….. 84 3.3. Исходные данные для численного эксперимента ………………………………………….… 87 3 3.4. Особенности термогазодинамической картины пожара при высоте дымоудаляющего отверстия, равной нулю ………………………………………………………………………..…… 88 3.5. Влияние высоты дымоудаляющего отверстия на термогазодинамическую картину пожара …………………………………………………………………………………….... 94 3.6. Математическое моделирование режима «поддува» работы системы дымоудаления с искусственным побуждением ………………………………………………...… 98 3.7. Исходные данные для численного эксперимента ………………………………………...… 101 3.8. Критические условия возникновения «поддува» при работе системы дымоудаления с искусственным побуждением …………………………………………………. 102 3.9. Учет режима «поддува» в зонной математической модели ………………………………... 106 3.10. Выводы по третьей главе …………………………………………………………….……… 106 Глава 4. Численное исследование динамики опасных факторов пожара в машинных залах ТЭС Вьетнама ………………………………………………….……………. 108 4.1. Исходные данные ……………………………………………………………………………... 108 4.2. Время блокирования путей эвакуации ОФП в МЗ ТЭС с учетом работы системы дымоудаления …………………………………………………………………... 111 4.3. Практические рекомендации по расчету необходимого времени эвакуации и обеспечению безопасной эвакуации людей из машинных залов ТЭС Вьетнама ……………... 120 4.4. Выводы по четвертой главе ……………………………………………….............................. 122 Заключение………………………………………………………………………………………… 124 Список сокращений и условных обозначений …...…………………………………………... 126 Список литературы …………………………………………………………………………..…. .127 Приложение. Акты внедрения результатов диссертации …………………………………... 137 4 ВВЕДЕНИЕ Актуальность. Развитие экономики Вьетнама сопровождается ростом потребности в электроэнергии. Существующая ежегодная потребность в электроэнергии составляет 25-26 тыс. МВт и возрастает каждый год на 10-15 %. Поэтому быстро строятся гидроэлектростанции, атомные электростанции и тепловые станции на угле и газе. Тепловые электростанции (ТЭС) составляют 50 % от общего числа электростанций. Гибкое объектно-ориентированное противопожарное нормирование для обеспечения пожарной безопасности вышеуказанных объектов энергетики, к которому перешли Российская Федерация и Республика Вьетнам, должно опираться на прогнозирование динамики опасных факторов пожара (ОФП). Законодательная база реализации на практике принципа гибкого нормирования основана на Федеральном законодательстве, в частности, на ФЗ №123 «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности» [1], Федеральном законе «О техническом регулировании» [2] и ГОСТе 12.1.00491* «Пожарная безопасность. Общие требования» [3]. В последние годы во Вьетнаме произошло много крупных пожаров на объектах энергетики (в том числе и в машинных залах (МЗ) ТЭС), приведших к гибели людей и причинивших большой материальный ущерб. Пожарная опасность МЗ обусловлена быстрым развитием пожара из-за наличия большого количества горючих твердых, жидких и газообразных веществ, а также быстрым распространением токсичных продуктов горения, которые могут заполнять верхнюю часть залов до отметок обслуживания турбогенераторов за 3-5 мин. Поэтому безопасная эвакуация людей из МЗ невозможна без работы системы дымоудаления (СДУ), повышающей величину необходимого времени эвакуации людей [4]. Эффективность работы СДУ может существенно уменьшаться из-за возникновения режима «поддува» (“plugholing”) [5] (ПД). В этом случае чистый воздух из-под припотолочного газового дымового слоя (ПС) за счет действия подъемных 5 сил и перепада давлений внутри и снаружи помещения проходит через дымоудаляющее отверстие (ДО) и препятствует удалению продуктов горения из помещения. Поэтому для обеспечения безопасной эвакуации людей из зданий ТЭС необходима разработка методики расчета времени блокирования путей эвакуации опасными факторами пожара (ОФП) с учетом режима ПД работы СДУ. Сложность вышеприведенной задачи заключается в многофакторности и нелинейности задачи. МЗ являются протяженными пространствами, развитыми по вертикали и горизонтали, и имеющими большой объем (до 120000 м3) и высоту (до 37 м). Реальные физико-химические процессы, протекающие во время пожара в таких помещениях экспериментально слабо являются изученными нестационарными, тепломассообменными трехмерными, процессами. Поэтому моделирование тепломассообмена при пожаре в условиях работы СДУ представляет собой крайне сложную, в полном виде не решенную проблему [4, 6]. Существенный вклад в понимание термогазодинамической картины пожара и обеспечение безопасной эвакуации людей в помещениях больших объемов и высот внесли Chow W. K., Tanaka T., Yamada S., Matsuyama K., Lougheed G. D., Присадков В.И., Кошмаров Ю.А., Поляков Ю.А., Пузач С.В., Есин В.М., Нгуен Тхань Хай и др. Определение времени блокирования путей эвакуации ОФП при пожаре в МЗ ТЭС может быть выполнено с использованием зонных или полевых математических методов прогнозирования динамики ОФП [6, 7]. Использование интегральных моделей при большой высоте помещения является некорректным [6, 7]. В зонных моделях ПС предполагается равномерно прогретым и задымленным [6, 7], 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, в этих моделях не учитываются нерасчетный режим ПД работы СДУ. Полевые математических модели позволяют выявить основные особенности термогазодинамической картины пожара, но не дают возможность проведения 6 многовариантных расчетов с целью выбора и оптимизации параметров систем ДУ из-за трудоемкости введения в расчетную программу необходимых исходных данных и обработки полученных результатов, а также значительного времени непосредственно расчета на ЭВМ. Кроме того, при режиме ПД работы СДУ требуется уделять особое внимание заданию граничных условиях на ДО, так как течение вблизи них определяет эффективность удаления дыма из ПС. Поэтому разработка эффективных противопожарных мероприятий по безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Вьетнама на основе теоретического и экспериментального прогнозирования динамики ОФП, позволяющей определить НВЭ в условиях режима ПД работы СДУ, является актуальной научной и практической задачей. Объектом исследования в диссертации являются тепломассообменные процессы, протекающие при пожаре в МЗ ТЭС Вьетнама при возникновении режима ПД в условиях работы СДУ и являющиеся основой для выполнения расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП. Предметом исследования является определение времени блокирования путей эвакуации ОФП при пожаре в МЗ ТЭС Вьетнама с учетом возникновения режима «поддува» при работе СДУ. 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: 1. Впервые предложена методика расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП с использованием модифицированного зонного метода прогнозирования динамики ОФП в МЗ ТЭС, учитывающего режим ПД при работе СДУ с естественным или искусственным побуждением; 2. Впервые получена зависимость минимальной среднеобъемной температуры ПС, при которой появляется ПД («plugholing») [5], от высоты стенки ДО, толщины ПС, перепада давлений по высоте внутри и снаружи ДО, скорости движе- 7 ния газовой смеси в ПС, а также от коэффициента гидравлического сопротивления ДО в условиях работы СДУ с естественным побуждением; 3. Получены новые теоретические данные по особенностям динамики полей ОФП при работе СДУ с естественным и искусственным побуждением в режиме «поддува» в модельных МЗ ТЭС; 4. Впервые получена зависимость площади и количества ДО от расхода вентилятора ДУ и толщины ПС, которая позволяет предотвратить возникновение ПД. 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. На защиту выносятся: 1. Зависимость минимальной среднеобъемной температуры ПС, при которой появляется ПД, от высоты стенки ДО, толщины ПС, перепада давлений по высоте внутри и снаружи ДО, скорости движения газовой смеси в ПС и от коэффициента гидравлического сопротивления ДО в случае СДУ с естественным побуждением. 2. Модифицированная зонная математическая модель расчета динамики ОФП, позволяющая определить возникновение ПД и уменьшение расхода удаляемого дыма при работе СДУ с естественным или искусственным побуждением. 3. Методика определения времени блокирования путей эвакуации ОФП в МЗ ТЭС с учетом ПД при работе СДУ с естественным или искусственным побуждением с использованием модифицированной зонной математической модели расчета динамики ОФП. 4. Результаты численных экспериментов по особенностям динамики полей ОФП при работе СДУ в режиме ПД в МЗ ТЭС Вьетнама; 5. Основные положения рекомендации по обеспечению выполнения условия безопасной эвакуации людей при пожаре из МЗ ТЭС Вьетнама при работе СДУ, а 8 также по выбору параметров СДУ (площадь, количество, расположение и высота стенки ДО, расход вентилятора), при которых исключается появление ПД. Практическая значимость работы заключается в совершенствовании научной основы обеспечения безопасной эвакуации людей при пожаре в МЗ ТЭС Вьетнама. Предложенная методика расчета позволяет более надежно, чем существующие методики, определять время блокирования путей эвакуации ОФП при работе СДУ в режиме ПД. Методика позволяет выбрать параметры системы ДУ (площадь, количество, расположение и высота стенки ДО, расход вентилятора), при которых исключается появление ПД. На основе предложенной методики возможно построение системы регулирования работы вентиляторов СДУ с целью исключения ПД. Результаты диссертации могут быть внедрены в российские и вьетнамские государственные стандарты, а также в образовательный процесс высших учебных заведений по дисциплине «Прогнозирование опасных факторов пожара». Материалы диссертации реализованы при: - разработке противопожарных мероприятий на ТЭС "Фа Лай" (Вьетнам, 2015 г.); - разработке нормативных документов по пожарной безопасности ТЭС Вьетнама для ГУПО Вьетнама, 2015 г.; - разработке дисциплины «Прогнозирование опасных факторов пожара» в Институте пожарной безопасности Вьетнама, 2015 г.; - разработке и создании планов безопасной эвакуации людей при пожаре в ТЭС Вьетнама, электроэнергетическая корпорация Вьетнама (ЭКВ), 2015 г.; - разработке и создании планов безопасной эвакуации людей при пожаре в ТЭС Дуенг Хай ОАО «Тинь Тхюй» (Вьетнам) с целью обеспечения требуемого уровня пожарной безопасности , 2015 г.; - разработке фондовых лекций по дисциплине «Прогнозирование опасных факторов пожара» по темам №6 «Основные положения зонного моделирования 9 пожара» и №8 «Основы дифференциального метода прогнозирования ОФП» в Академии ГПС МЧС России, 2015 г. Апробация работы: Основные результаты работы были доложены на XXIII Международной научно-технической конференции «Системы безопасности – 2014» (Москва, Академия ГПС МЧС России, 2014 г.); IX Международной научнопрактической конференции «Пожарная и аварийная безопасность» (Иваново, Ивановский институт ГПС МЧС России, 2014 г.); V Международной научнотехнической конференции «Пожарная безопасность: проблемы и перспективы» (Воронеж, Воронежский институт ГПС МЧС России, 2014 г.); Международной научно-практической конференции «Проблемы обеспечения безопасности людей при пожаре и взрыве» (Минск, Командно-инженерный институт МЧС Республики Беларусь, 2014 г.); Международной научно-практической конференции «Комплексные проблемы техносферной безопасности» (Воронеж, Воронежский государственный технический университет, 2014 г.); III Всероссийской научнопрактической конференции с международным участием «Проблемы обеспечения безопасности при ликвидации последствий чрезвычайных ситуаций» (Воронеж, Воронежский институт ГПС МЧС России, 2014 г.); Международной научнопрактической конференции «Обеспечение безопасности жизнедеятельности: проблемы и перспективы» (Минск, Командно-инженерный институт МЧС Республики Беларусь, 2015 г.); Международной научно-практической конференции «Проблемы техносферной безопасности-2015» (Москва, Академия ГПС МЧС России, 2015 г.). Публикации: По теме диссертации опубликовано 14 научных работ, в том числе 4 в рецензируемых научных изданиях, включенных в перечень ВАК России. Структура, объем работы и ее основные разделы: Диссертационная работа состоит из введения, 4-х глав, заключения, списка сокращений и условных обозначений, списка использованной литературы и приложения. Содержание работы изложено на 143 страницах машинописного текста, включает в себя 6 таблиц, 47 рисунков, список использованной литературы из 139 наименований и 1 приложения. 10 В первой главе диссертации проведен обзор и анализ литературных источников, касающихся пожарной опасности МЗ ТЭС Вьетнама и расчетных методов определения времени блокирования путей эвакуации ОФП. Выполнен анализ особенностей объемно-планировочных и конструктивных решений МЗ ТЭС Вьетнама, влияющих на пожарную опасность ТЭС. Выявлены наиболее опасные с точки зрения эвакуации людей сценарии возможного пожара. Показано, что пожар в МЗ ТЭС является наиболее опасным вариантом пожара. Рассмотрены методы расчета динамики ОФП в МЗ при свободном развитии пожара и при работе СДУ. Выявлены недостатки вышеуказанных методов при моделировании динамики ОФП в МЗ. Проведен анализ методов противопожарной защиты машинных МЗ ТЭС. Выявлены их особенности и существенные недостатки. Рассмотрены и проанализированы инженерные методы расчета массового расхода СДУ при работе в расчетном режиме. Проанализированы особенности работы СДУ с естественным и искусственным побуждением в режиме ПД. Особое внимание уделено изучению условий возникновения ПД. Рассмотрена корректность использования формул для расчета критического расхода, при котором начинается ПД. В выводах по первой главе представлено современное состояние проблемы, сформулирована цель диссертации и задачи исследований. Во второй главе диссертации представлены разработанные математические модели расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП и методика расчета необходимого времени эвакуации людей из МЗ ТЭС Вьетнама при свободном развитии пожара, а также в условиях работы СДУ с учетом ПД. Приведена интегральная модель, используемая для расчета среднеобъемных величин ОФП. Разработана модифицированная математическая зонная модель, учитывающая возникновение ПД. Описаны основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара в МЗ. Приведены дополнительные соотношения, 11 условия однозначности и метод численного решения. Предложены формулы для учета режима ПД работы СДУ. Приведена полевая (дифференциальная) модель, дополненная граничными условиями на дымоудаляющих отверстиях. Описаны основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара, основные уравнения, дополнительные соотношения, условия однозначности и метод численного решения. Представлена разработанная методика расчета необходимого времени эвакуации людей из МЗ ТЭС Вьетнама с учетом работы СДУ в режиме ПД. В выводах по второй главе отмечена научная новизна и практическая значимость предложенной методики расчета, а также рекомендации по ее использованию при моделировании пожара в МЗ. В третьей главе представлены результаты численных экспериментов по определению условий возникновения и расчету параметров режима ПД при работе СДУ в МЗ ТЭС. Приведены исходные данные и результаты численных экспериментов по прогнозированию динамики ОФП при свободном развитии пожара в модельном МЗ ТЭС в условиях работы СДУ с естественным и искусственным побуждением. Получены формулы для определения условия возникновения режима ПД работы СДУ с естественным побуждением при одномерном подходе. Выявлены особенности термогазодинамической картины пожара при высоте ДО, равной нулю. Исследовано влияние высоты ДО на термогазодинамическую картину пожара. Проведено сопоставление критической температуры ПС, при которой возникает ПД, с экспериментальными данными, приведенными в литературе. Представлены математическая модель, исходные данные и результаты численных экспериментов по определению критических условий возникновения ПД при работе СДУ с искусственным побуждением. Приведены результаты уточнения влияния режима ПД на расход газовой смеси, удаляемой через ДО наружу, в зонной математической модели. 12 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 и проверке выполнения условия безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Зуен Хай при работе СДУ. Рассмотрен наиболее опасный сценарий развития пожара. Выполнен расчет времени блокирования путей эвакуации ОФП с использованием предложенной зонной и полевой моделей расчета. Проведена проверка выполнения условия безопасной эвакуации людей из МЗ при свободном развитии пожара и в условиях работы СДУ с искусственным побуждением при ее работе с разным количеством включенных вентиляторов и разными величинами суммарного расхода СДУ. Обнаружено, что существующая СДУ не обеспечивает выполнение условия безопасной эвакуации из МЗ вследствие наступления режима ПД без регулирования количества работающих вентиляторов и их расходов. Представлены практические рекомендации по безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Вьетнама. Показано, что необходимо регулировать массовый расход СДУ для предотвращения наступления ПД. В выводах по четвертой главе отмечена научная и практическая новизна полученных результатов. В заключении приведены основные результаты диссертации. 13 ГЛАВА 1. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ВРЕМЕНИ БЛОКИРОВАНИЯ ПУТЕЙ ЭВАКУАЦИИ ОПАСНЫМИ ФАКТОРАМИ ПОЖАРА В МЗ ТЭС ВЬЕТНАМА ПРИ ПОЖАРЕ 1.1. Современное состояние и перспективы развития ТЭС Вьетнама Развитие экономики Вьетнама в последние годы сопровождается ростом потребности в электроэнергии. Существующая ежегодная потребность в электроэнергии составляет 25-26 тыс. МВт и возрастает каждый год на 10 -15 %. По прогнозам специалистов, скоро Вьетнам окажется в серьёзной ситуации по дефициту электроэнергии ( каждый год этот дефицит уже составляет около 10001500 МВт). Поэтому быстро строятся гидростанции, атомной электростанции и тепловые станции на угле и газе. Лидирующее сложившейся и положение экономически теплоэнергетики оправданной является исторически закономерностью развития Вьетнамской энергетики. Современный электроэнергетический комплекс Вьетнама включает почти 60 электростанций единичной мощностью свыше 1 МВт (ТЭС составляет 50% от общего числа электростанций). Общая установленная мощность электростанций Вьетнама составляет 26 тыс. МВт. Установленная мощность парка действующих электростанций по типам генерации имеет следующую структуру, представленную на рисунке 1.1: 22 % это объекты гидроэнергетики (ГЭС), 2 % - атомные электростанции (АЭС) и 76 % - тепловые электростанции (ТЭС). Тепловая электростанция (или тепловая электрическая станция - ТЭС) - электростанция, вырабатывающая электрическую энергию за счет преобразования химической энергии топлива в ния вала электрогенератора. механическую энергию враще- 14 Рисунок 1.1 – Структура действующих электростанций Вьетнама по типам генерации электрической энергии ТЭС, расположенные на территории Вьетнама, можно классифицировать по следующим признакам: - по источникам используемой энергии – органическое топливо, геотермальная энергия, солнечная энергия; - по виду выдаваемой энергии – конденсационные, теплофикационные; - по использованию установленной электрической мощности и участию ТЭС в покрытии графика электрической нагрузки – базовые (не менее 5000 час использования установленной электрической мощности в году), полупиковые или маневренные (соответственно 3000 и 4000 час в году), пиковые (менее 1500-2000 час в году). В свою очередь, ТЭС, работающие на органическом топливе, различаются по технологическому признаку: - паротурбинные (с паросиловыми установками на всех видах органического топлива: угле, мазуте, газе, торфе, сланцах, дровах и древесных отходах, продуктах энергетической переработки топлива и т.д.); - дизельные; 15 - газотурбинные; - парогазовые. Наибольшее развитие и распространение во Вьетнаме получили ТЭС общего пользования, работающие на органическом топливе (газ, уголь), преимущественно паротурбинные. В настоящее время доля производства тепловой генерации составляет около 70% в общем объеме производства электроэнергии в стране. Общая установленная мощность теплофикационных энергоблоков составляет 10,5 ГВт. Основными видами топлива для ТЭС являются газ и уголь. Из ТЭС, работающих на угле, наибольшая установленная мощность у Фу Ми (1108 МВт). Список ТЭС Вьетнама приведен в таблице. 1.1. Таблица 1.1 – Список ТЭС Вьетнама № 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Теплоэлектростанции Фу Ми 1 Фа Лай 1 Фа Лай 2 Куанг Нинь Хай Фонь Кам фа Шон Донг Као Нган Уонг Би Нинь Бинь Количество турбогенераторов 8 3 4 2 4 4 2 2 2 2 Мощность, МВт 1108 440 600 600 600 670 220 115 105 100 Таким образом, ТЭС играют решающую роль в обеспечении электроэнергией Вьетнама. 16 1.2. Особенности пожарной опасности машинных залов ТЭС Вьетнама Статистика пожаров на энергообъектах во Вьетнаме за 2003-2012 гг. представлена в таблице 1.2 и на рисунке 1.2. Таблица 1.2 – Статистика пожаров на объектах энергетики Вьетнама Количество пожаров в 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 ГЭС 2 3 0 1 2 5 1 0 1 1 ТЭС 10 9 11 6 5 8 6 6 9 3 Подстанции 8 5 8 9 9 8 5 7 5 8 год Рисунок 1.2 – Статистика пожаров на объектах энергетики Вьетнама за 2003-2012 По данным статистики за 2003-2012 гг. пожары на энергообъектах Вьетнама распределяются в соответствии с рисунком 1.3. 17 Рисунок 1.3 – Статистика пожаров на энергообъектах Вьетнама за период с 2003 по 2012 гг. В таблице 1.3 приведены данные по ущербу, нанесенному пожарами на ТЭС Вьетнама за период с 2003 по 2012 гг. В таблице 1.4 представлены данные по ущербу, нанесенному пожарами на ТЭЦ и ТЭС РФ за период с 2005 по 2011 гг. Таблица 1.3 – Ущерб, нанесенный пожарами на ТЭС Вьетнама за период с 2003 по 2012 гг. Наименование объекта ТЭС 2003-2012 Количество пожаров, ед. 73 Зарегистрировано погибших людей, чел. 2 Кол-во травмированных людей, чел. 18 Прямой ущерб, мил. дол. 10 Рисунок.1.4 – Статистика пожаров на энергообъектах РФ за период с 2005 по 2011 гг. 18 Таблица 1.4 – Ущерб, нанесенный пожарами на ТЭЦ, ТЭС РФ за период с 2005 по 2011 гг. 2006-2011 Наименование объекта ТЭЦ,ТЭС Количество пожаров, ед. Зарегистрировано погибших людей, чел. Кол-во травмированных людей, чел. Прямой ущерб, , тыс. руб. 136 3 23 11536,025 Основными местами возникновения пожаров на ТЭС являются: - основные производственные помещения (МЗ), цеха; - подсобные и вспомогательные помещения производств; - кабельные туннели и полуэтажи; - помещения котельной и др. вспомогательные устройства. По данным статистики пожаров за 2003-2012 гг. места пожаров на ТЭС распределяются в соответствии с рисунком 1.5. Из рисунка 1.5 видно, что по данным статистики пожаров за 2003-2012 гг. самым опасным видом загораний является пожар в основных производственных помещениях. 13% 45% 24% 18% Основные производственные помещения подсобные и вспомогательные помещения производств кабельный туннели и полуэтажи помещения котельной Рисунок 1.5 – Места пожаров на ТЭС 19 Производственное здание ТЭС состоит из следующих основных помещений: - МЗ; - Парогенераторы; - Техническая этажерка; - Турбинные агрегаты; - Подагрегатное пространство; - Кабельные тоннели. Схема основных помещений производственного здания ТЭС приведена на рисунке 1.6. Характеристика основных помещений производственных зданий ТЭС с точки зрения их пожарной опасности приведена в таблице 1.5. МЗ ТЭС - часть электростанции, где размещается её основное оборудование, вырабатывающее электроэнергию, электрические генераторы и вращающие их двигатели (турбины, дизели и т. д.) с относящимися к ним вспомогательными установками. В МЗ паротурбинных ТЭС располагают турбогенераторы, паровые турбины, конденсаторы, теплообменники, насосы и т. п. Размеры МЗ зависят от числа установленных агрегатов, их мощности и взаимного расположения. Например МЗ Куанг Нинь ТЭС с 2 турбогенераторами мощностью по 600 МВт имеет длину 150 м, ширину 30 м и высоту 20 м. ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ЗДАНИЕ ТЭС ПАРОГЕНЕРАТОРЫ ТУРБИННЫЕ АГРЕГАТЫ МАШИННЫЙ ЗАЛ КАБЕЛЬНЫЕ ТОННЕЛИ ТЕХНИЧЕСКАЯ ЭТАЖЕРКА Уровень пола машинного зала ПОДАГРЕГАТНОЕ ПРОСТРАНСТВО Рисунок 1.6 – Основные помещения производственного здания ТЭС МЗ характеризуется сложностью производственных процессов и отличаются повышенной пожарной опасностью: 20 - наличие значительных количеств ЛВЖ и ГЖ: турбинное масло, этиловый спирт, дизельное топливо для аварийных силовых установок, гидравлическое масло, смазочные масла (например, для охлаждения и смазки подшипников турбин), трансформаторное масло; - наличие сжиженных горючих газов: ацетилен, водород для охлаждения ротора генератора; - наличие твердых сгораемых материалов: упаковка, древесина, горючие фильтрующие материалы (древесный уголь); - большая оснащенность электрическими установками, включающими изоляцию электрических кабелей, конструкционные материалы на основе пластмасс и т.п. МЗ ТЭС Вьетнама являются протяженными пространствами, развитыми по вертикали и горизонтали, и имеющими большой объем (8000-100000 м3) и высоту (15-35 м). МЗ своими объемно-планировочным и конструктивным решениям соответствуют определению атриума, т.е. обладают всеми необходимыми признаками атриумного пространства. Атриумом называется часть здания в виде многосветного пространства, развитого по вертикали, как правило, с поэтажными галереями, балконами, на которые могут выходить помещения различного назначения [8]. Большие внутренние объемы в зданиях (атриумы, пассажи, открытые лестницы) получили широкое распространение в Вьетнаме и за других стране. С ускорением экономического развития число зданий с атриумами, можно ожидать, существенно увеличится. Атриумы встречаются в проектах торгово-деловыхразвлекательных центров, рынков, санаториев, гостиниц. Пожары в зданиях с большими внутренними объемами могут сильно отличаться от пожаров в традиционных зданиях, что предъявляет дополнительные требования к взаимосвязанным системам безопасности зданий, особенно к их противопожарной защите. История строительства зданий с атриумами насчитывает более 2000 лет. При проектировании атриумов архитекторы стремятся реализовать функциональные 21 требования к зданию с помощью больших объемов, галерей, эффектных объемнопланировочных и конструктивных решений. Таблица 1.5 – Характеристика основных помещений производственных зданий ТЭС № Основные помещения Характеристика помещения Горючие материалы - горючие жидкости: турбинное масло, гидравлическое масло, смазочные масла, Протяженное пространство, трансформаторное масло, диразвитое по вертикали и гори- зельное топливо, этиловый зонтали: объем 8000-100000 м3, высота 15-35 м (атриумное пространство) спирт, бензин; - горючие газы: ацетилен, водород; - твердые горючие материалы: упаковка, древесина, древесный уголь, электроизоляция кабелей. 1 Машинный зал 2 - горючая жидкость: турбинПротяженное пространство, Кабельные тонное масло; развитое по горизонтали: нели - твердые горючие материалы: длина 50-250 м электроизоляция кабелей. 3 Турбинные регаты 4 аг- Подагрегатное пространство --- - горючая жидкость: турбинное масло, гидравлическое масло, смазочные масла. - горючая жидкость (турбинПротяженное пространство, ное масло); развитое по горизонтали: - твердые горючие материалы: длина 50-250 м электроизоляция кабелей. Атриумные конструкции МЗ сталкиваются с проявлениями двух эффектов. В случае прозрачного перекрытия ярко выражен оранжерейный эффект: коротковолновая составляющая солнечного света, проходя сквозь остекление согревает интерьер, излучение изнутри здания имеет большую длину волны и удерживается стеклом. Таким образом тепло удерживается в интерьере. Явление воздушной тяги определяется разницей атмосферного давления на разной высоте. Вертикаль- 22 ное движение воздуха усиливается поднятием нагретых в результате парникового эффекта воздушных масс. В таком случае в атриуме создается мощный восходящий ток воздуха, который при наличии проемов создает сильную тягу из помещений прилегающих к атриуму. Эту тягу эффективно используют для вентиляции. Форма атриумного здания определяется, в первую очередь, преимуществами по сравнению с традиционными зданиями: - экономией энергии за счет использования солнечного света и уменьшения теплопотерь; - увеличением глубины помещений с естественным освещением; - лучшей организацией пространства, исходя из выполнения функциональных требований; - использованием атриума как доминанты здания, несущего эмоциональный заряд и повышающий условия комфортности, работы и проживания в здании. Проектировщики атриумных зданий стремятся, как правило, «замкнуть» наибольшее количество помещений на атриум. При этом атриум или помещения остаются открытыми или выгораживаются зачастую ограждениями со светопрозрачными вставками из обычного стекла. Атриумы, как архитектурное решение, широко используются в производственных зданиях (МЗ ГЭС, ТЭС и т.д.). Основными особенностями МЗ, принимаемыми во внимание для обеспечения пожарной безопасности, являются следующие: - развитое по вертикали многосветное пространство, объединяющее различные уровни МЗ в общий объем; - поэтажные галереи, балконы, на которые могут выходить помещения различного назначения; - наличие развитой системы помещений (производственного назначения, кабельных галерей и помещений силовых турбин), расположенной ниже уровня пола МЗ. 23 На рисунке 1.7 [43] показана типовая термогазодинамическая картина пожара в зданиях с атриумом в случае возникновения пожара на 1-ом этаже здания. Рисунок 1.7 – Типовая термогазодинамическая картина пожара в атриуме На рисунке 1.8 приведен внешний вид самого большого атриума МЗ во Вьетнаме ТЭС в г. Тхай Бинь. Видно, что практически все перекрытие МЗ является светопрозрачным. Основными особенностями пожарной опасности МЗ ТЭС являются следующие: - большое количество горючих жидких, газообразных и твердых веществ и материалов; - наличие атриума создает потенциальную угрозу для быстрого заполнения ОФП всех помещений, смежных с МЗ и не отделенных от него газодымонепроницаемыми противопожарными преградами. 24 - наличие эвакуационных путей, связанных с МЗ, при условии отсутствия для их защиты средств ДУ значительно повышает угрозу жизни людей в случае пожара. Рисунок 1.8 – Внешний вид самого большого МЗ во Вьетнаме ТЭС в г. Тхай Бинь Необходимое время эвакуации из производственных зданий, несмотря на большие объемы МЗ, сравнительно небольшое (5-8 мин.), в то время как расчетное время эвакуации с учетом людей, находящихся на уровнях производственного здания ТЭС ниже уровня пола МЗ, является относительно большим (порядка 1015 мин.). В МЗ, особенно в летний период, когда температура окружающей среды в СРВ достигает 37-42 ºС, причиной пожаров может являться высокая температура турбинных агрегатов. Таким образом, вероятность пожаров возникновения в МЗ является высокой. Значительная горючая нагрузка, сосредоточенная в турбинных агрегатах (топливо, масла, материалы обшивки, электроизоляция кабелей), приводит к увеличе- 25 нию пожарной опасности мест их хранения. Пожары в МЗ представляют большую опасность для людей. Вывод: необходимо прогнозирование термогазодинамической картины пожара в МЗ ТЭС на основе разработки инженерных методик оценки пожарной опасности МЗ для их последующего использования с целью выполнения условия безопасной эвакуации людей, эффективного ограничения распространения ОФП, страхования, проектирования систем противопожарной зашиты МЗ. 1.3. Методы расчета динамики опасных факторов пожара в машинных залах ТЭС Пожар в МЗ протекает в сложных термогазодинамических условиях при одновременном воздействии ряда возмущающих течение факторов, таких, как неизотермичность, турбулентность, сжимаемость, излучение, протекание химических реакций, продольный и поперечный градиенты давления, вдув-отсос на стенке, шероховатость стенки, кривизна поверхности и переход ламинарного режима течения в турбулентный [6]. К числу основных особенностей тепломассообменных процессов при пожаре в МЗ относятся следующие [6]: - наибольшая разница давлений в разных зонах МЗ при отсутствии взрывов с образующимися ударными волнами не превышает десятых долей процента от величины среднего давления в помещении; - скорости потоков газов малы по сравнению со скоростью звука; - тепловые эффекты химических реакций определяют тепловой режим МЗ; - скорости диффузии газов достаточно велики, т.е. необходимо учитывать процессы термодиффузии и турбулентной диффузии. Также необходимо учитывать повышенную влажность воздуха и повышенную температуру в климатических условиях Вьетнама. Климат Вьетнама – субтропический и тропический. Средняя годовая влажность воздуха составляет 88-95 %, которая в течение года меняется от 75 % до 97 26 %. Высокая влажность приводит к образованию конденсата, вызывающего коррозию и короткое замыкание печатных схем и проводников и, как следствие, выходу из строя отдельных узлов аппаратуры. В турбулентных потоках параметры газовой среды (скорость, давление, температура и др.) при пожаре испытывают беспорядочные пульсации. Мгновенное распределение всех величин в любой момент времени в МЗ не определяется однозначно только системой исходных уравнений и начальными и граничными условиями, но также существенно зависит от малых случайных возмущений. Поэтому в полном виде задача должна ставиться так [11]: - задано распределение вероятностей полей всех величин в начальный момент времени; - найти вероятности реализации различных полей этих величин в различные моменты времени. Однако в такой постановке решение конкретных задач даже при современном развитии ЭВМ не представляется возможным. Поэтому используются уравнения для менее полного описания турбулентных течений (плотности вероятности различных значений параметров [12]), например, уравнения Навье-Стокса [12] или при рассмотрении осредненных по времени параметров - уравнения Рейнольдса [12]. Прямое численное решение уравнений Навье-Стокса, записанных для мгновенных значений параметров потока газа в нестационарных трехмерных термогазодинамических условиях пожара, не будет возможным в течение ближайших лет, несмотря на громадный прогресс в быстродействии ЭВМ. Решение системы нелинейных дифференциальных уравнений в частных производных (законов сохранения) для осредненных по времени параметров газа (уравнения Рейнольдса) в настоящее время возможно с помощью замыкания системы моделью турбулентности (“моментные” методы). Известные модели турбулентности k-, k-, алгебраические [6] и другие показывают, что каждому конкретному случаю течения соответствует вполне определенный набор констант моделирования в модели. 27 В любой модели турбулентности оговорен круг течений и условий, для которых она справедлива [6]. Константы моделирования различных моделей еще недостаточно систематизированы для широкого круга даже стационарных безотрывных течений. Применение усложненных моделей турбулентности не привело к ожидаемому результату. Точность всех существующих моделей турбулентности при определении параметров пограничного слоя составляет порядка 20-30%, в отдельных случаях ошибка может достигать 100% [6]. Таким образом, математическое моделирование конвективного турбулентного тепломассообмена при пожаре в МЗ требует тщательного выбора метода расчета. Современные модели расчета тепломассообмена при пожаре в помещении можно разделить на три группы [7]: - интегральные; - зонные; - полевые (дифференциальные). Различие моделей заключается в разном уровне детализации физикоматематической картины пожара. В интегральных моделях [6, 7] (наиболее простых в математическом описании) искомыми параметрами являются среднеобъемные величины давления, температуры, плотности, массовых концентраций кислорода, токсичных продуктов горения, огнетушащего вещества и оптической кон- центрации дыма. Модель представлена системой обыкновенных дифференциальных уравнений. Основными уравнениями являются нестацио- нарные дифференциальные одномерные уравнения законов сохранения массы и энергии для всей газовой среды помещения. Схема тепломассообмена приведена на рисунке 1.9 [6]. Использование интегральных моделей для расчета динамики ОФП в МЗ некорректно, так как, как правило, высота МЗ больше предельной высоты 6 м [7], выше которой несправедливы эмпирические распределения величин ОФП по высоте (вопрос об их справедливости остается открытым и для помещений с высо- 28 той, меньшей 6 м). Поэтому в настоящее время нельзя корректно определить, зная среднеобъемные величины ОФП в МЗ, их локальные значения, например, на уровне рабочих зон МЗ. Рисунок 1.9 – Схема расчета тепломассообмена в помещении с использованием интегральной модели: 1 – стены; 2 – перекрытие; 3 - открытый проем; 4 - горючий материал; 5 - очаг горения; 6 - нейтральная плоскость; 7 - система пожаротушения; 8 - механическая приточно-вытяжная вентиляция Несмотря на внешнюю простоту уравнений, аналитическое решение существует только в ряде упрощенных случаев [6, 7]. При численной реализации такой модели возникают вычислительные трудности [7], так как система уравнений является системой с “жесткой” связью. Существенными недостатками интегральных моделей, значительно ограничивающими область их корректного применения, являются [6]: - локальность параметров задачи (например, расположение горючего материала и ДО) напрямую не учитывается; - получение локальных распределений по длине и высоте помещения величин ОФП (что необходимо при решении большинства практических задач, например, обеспечения безопасной эвакуации людей из помещения) требует дополнительных соотношений, полученных из эксперимента или из расчетов по теоретической модели более высокого уровня (зонной или полевой) и т.д. 29 В зонных моделях [6, 7], схема одной из которых (трехзонной) представлена на рисунке 1.10, помещение разбивается на отдельные зоны. Для определения характеристик тепломассообмена в этих зонах используются уравнения законов сохранения массы и энергии. 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 [6]. В пределах каждой зоны можно более точно задать теплофизические свойства газовой среды и использовать формулы для расчета суммарных тепловых потоков, отводимых в ограждающие конструкции МЗ, граничащие с данной зоной. Как правило, в этих моделях используются закономерности теплового и гидродинамического взаимодействия струйного течения со строительными конструкциями с условным разбиением на характерные области [6] (критическая точка, область ускоренного течения, переходная область и область автомодельного течения). Рисунок 1.10 –Схема расчета тепломассообмена в помещении с использованием зонной модели: 1 – стены; 2 – перекрытие; 3 - открытый проем; 4 - горючий материал; 5 - очаг горения; 6 - нейтральная плоскость; 7 - система пожаротушения; 8 - механическая приточно-вытяжная вентиляция; I, II, III - номера зон помещения 30 Использование зонных моделей для расчета динамики ОФП в МЗ более обоснованно, чем использование интегральных моделей, так как зонные модели отражают реальную термогазодинамическую картину пожара в атриуме, например, существование плоскопараллельного ПС. Однако, в ряде работ [4, 6, 13] показано, что ПС при сложной геометрии МЗ не является плоскопараллельным и равномерно прогретым и задымленным, а также конвективная колонка (КК) не является неограниченной свободноконвективной струей [14], что противоречит основным допущениям зонного подхода. Замкнутая система дифференциальных уравнений может быть решена с применением простых численных методов (например, таких, как Рунге-Кутта [15]). Аналитическое решение системы существует только в упрощенных случаях [16]. Зонные модели имеют следующие основные недостатки [6]: - выделение КК над очагом горения в отдельную зону требует привлечения дополнительной экспериментальной или теоретической информации, так как КК при пожаре в МЗ не является свободной струей, распространяющейся в неограниченном неподвижном газе (одно из допущений зонного подхода); - в пределах каждой зоны распределение параметров газа вдоль различных направлений, так же как и в интегральных моделях, задается из дополнительных экспериментальных или теоретических соотношений, зависящих от объемнопланировочных решений МЗ (в первую очередь, от его геометрии). Наиболее подробное описание процессов тепломассообмена при пожаре в МЗ дают полевые (дифференциальные) модели [6, 7]. Искомыми параметрами являются поля температур, скоростей, давлений, концентраций компонентов газовой среды и частиц дыма по всему объему помещения, что является основным достоинством вышеуказанных моделей. Полевые модели состоят из системы трехмерных нестационарных дифференциальных уравнений в частных производных законов сохранения массы, импульса и энергии, что приводит к наибольшим сложностям при их ре- 31 шении. Для замыкания системы уравнений используются дополнительные соотношения для расчета турбулентного трения, тепломассообмена и лучистого теплообмена. Методы прогнозирования динамики ОФП в настоящее время изложены в нормативных документах пожарной безопасности [17-20], что позволяет их использовать при решении практических задач пожарной безопасности. Работы в направлении моделирования реальных трехмерных процессов при пожарах интенсивно ведутся в России, Англии, США, Австралии и ряде других стран 21. При разработке дифференциальных моделей возникает ряд сложных, до конца не решенных проблем тепломассообмена [6]: - расчет турбулентного трения и тепломассообмена при горении газообразных веществ и твердых частиц в условиях совместного воздействия ряда возмущающих течение факторов (неизотермичность, сжимаемость, излучение, нестационарность, продольный и поперечный отрицательный и положительный градиенты давления и т.д.); - расчет лучистого теплообмена в оптически неоднородной двухфазной газовой среде в условиях турбулентного горения и его взаимного влияния на конвективный теплообмен; - расчет процессов прогрева и газификации пожарной нагрузки под тепловым воздействием пожара. Полевые модели имеют следующие основные недостатки [6]: - большая трудоемкость численного решения замкнутой системы дифференциальных уравнений в частных производных; - большая трудоемкость при разработке программы расчета и ее реализации на ЭВМ; - из-за ограниченного возможностями современных ЭВМ числа точек конечно-разностной сетки сложно выявить достаточно подробные особенности течения одновременно в зоне горения, в пристеночных областях и вблизи ДО; 32 - несмотря на существенный прогресс в быстродействии ЭВМ, полевые модели требуют больших затрат машинного времени и при проведении ряда многовариантных расчетов неэффективны. В случае помещений большого объема и высоты недостаточный объем экспериментальной информации не позволяет обосновать выбор моделей турбулентности и лучистого теплопереноса для всех частей газовой среды помещения. Учет работы СДУ выполняется с помощью задания граничных условий на ДО. В интегральной и зонной моделях работа СДУ учитывается в граничных условиях, однако моделируется только расчетный режим работы, а режим ПД в опубликованных работах не рассматривается. В зонной модели расход удаляемой смеси газов и дыма в случае ДУ с естественным побуждением определяется по простым полуэмпирическим одномерным соотношениям (например, в [29]). Однако вышеуказанные формулы имеют следующие основные недостатки, обусловленные неучетом трехмерности течения: - продольная скорость потока вдоль перекрытия в ПС перед ДО принимается равной нулю; - вертикальный градиент давления в ПС определяется по средней температуре ПС; - необоснованна величина гидравлического сопротивления ДО; - невозможно учесть возникновении и расчет нерасчетных режимов работы ДУ (например, ПД). В зонной модели расход удаляемой смеси газов и дыма в случае СДУ с искусственным побуждением задается производительностью вентилятора СДУ или по давлению разрежения, создаваемому вентилятором. Недостатки одинаковы с соответствующими для СДУ с естественным побуждением. Наиболее точно расход через ДО может быть определен с использованием полевой модели. Однако необходимо достаточно точно и подробно задавать гра- 33 ничные условия на ДО или присоединять дополнительную расчетную область воздуха снаружи помещения. Современные численные методы решения системы уравнений полевой модели разработаны достаточно подробно и апробированы на большом объеме экспериментальных и теоретических исследований [6, 21-23], касающихся пожаров в помещениях. Среди современных программных пакетов расчета прикладных задач газодинамики и тепломассообмена на ЭВМ при пожаре можно выделить Fire Dynamics Simulator [21], PHOENICS [24], SOFIE [25], программы, разработанные д.т.н., проф. Пузачем С.В. [26-28] и др. Для специфических сложных термогазодинамических условий пожара требуется тестирование любой из вышеперечисленных программ на экспериментальной или теоретической информации о тепломассообмене в конкретных условиях пожара. Поэтому для пользователей программ появляются дополнительные весьма существенные усилия по его настройке и модернизации. Причем результат может быть и не достигнут из-за невозможности вносить все требуемые изменения непосредственно в исходный текст программы. Выводы. 1. Интегральные и зонные математические модели расчета динамики ОФП в МЗ ТЭС и высоты имеют ограниченные и четко не определенные области их корректного использования. 2. Необходима термогазодинамических модификация условий зонных пожара для моделей конкретных с учетом объемно- планировочных решений МЗ и параметров СДУ при возникновении нерасчетного режима ПД работы СДУ. 3. Полевой метод расчета является наиболее обоснованным для моделирования динамики ОФП в МЗ, однако этот метод не позволяет проводить многовариантные расчеты динамики ОФП для определения времени блокирования путей эвакуации ОФП, выбора и оптимизации систем противопожарной защиты (в том числе ДУ), а также обоснования объемно-планировочных и 34 конструктивных решений МЗ из-за трудоемкости и существенной продолжительности расчетов на ЭВМ и обработки полученных результатов. 1.4. Особенности противопожарной защиты машинных залов ТЭС Вьетнама Среди всех технических проблем, встающих перед проектировщиками производственных зданий ТЭС, проблемы противопожарной безопасности являются наиболее острыми [4, 8, 10, 30]. Общепринятые меры являются недостаточными. Есть необходимость в специальных проектных решениях. Здания с атриумами, к которым относятся и МЗ, требуют повышенных мер пожарной безопасности. Огонь и дым в МЗ, не имеющих герметично изолированных перекрытий, быстро распространяется по вертикали. Обычные здания, разделенные междуэтажными перекрытиями, обеспечивают большую сопротивляемость распространению дыма и огня, а наличие изолированных эвакуационных выходов дает возможность быстро покидать опасные места. Однако при правильной организации средств обнаружения и борьбы с пожарами атриумные здания обладают рядом преимуществ. Большой объем воздуха атриума охлаждает продукты горения, снижает концентрацию дыма и способствует эвакуации людей. Это учтено, например, в противопожарных нормах США [8]. Так как каждый МЗ строится по индивидуальному проекту, то при выборе методов противопожарной защиты необходимо учитывать индивидуальные объемно-планировочные и эксплуатационные характеристики здания. К объемно-планировочным мероприятиям, направленным на обеспечение пожарной безопасности, можно отнести наличие необходимого количества рассредоточенных эвакуационных выходов из помещений МЗ [31]. Решение проблем противопожарной безопасности включает проектирование средств эвакуации, защиты от дыма и огня. Эвакуационные проблемы тесно связаны с общим планировочными решениями проблем коммуникации в здании, за- 35 щита от дыма тесно связана с проектом ДУ, а средства защиты от огня, повышенной температуры и токсичных продуктов горения требуют специального оборудования. Раскрытие верхних частей МЗ, где это предусмотрено проектом, можно использовать для СДУ. Для обеспечения пожарной безопасности МЗ необходимо применение систем предотвращения и тушения пожара, систем противопожарной защиты и комплекса организационно-технических мероприятий. Система предотвращения пожара состоит из мероприятий [32]: - ограничения в использовании пожароопасных материалов; - нормирование пределов огнестойкости строительных конструкций; - нормирование площади пожарного отсека; - взаимное размещение помещений в здании; - нормирование количества и размеров эвакуационных выходов; - соблюдение противопожарных расстояний (разрывы) между зданиями и сооружениями. К системам противопожарной защиты относятся [32]: - автоматические установки водяного, газового и порошкового пожаротушения; - автоматические установки пожарной сигнализации; - система оповещения и управления эвакуацией людей при пожаре; - СДУ; - защита систем отопления, вентиляции и кондиционирования; - система внутреннего противопожарнго водопровода; - наружное противопожарное водоснабжение. Организационно-технические мероприятия включают в себя [32]: - планы пожаротушения объекта при строительстве и эксплуатации; - организация противопожарной службы объекта и службы эксплуатации систем противопожарной защиты; - планы эвакуации; 36 - обеспечение первичными средствами пожаротушения и индивидуальными средствами защиты; - соблюдение противопожарного режима. Для противопожарной защиты атриумов применяются «активные» и «пассивные» методы [9]. К «активной» защите МЗ относятся: - автоматические спринклерные установки водяного пожаротушения; - СДУ с механическим побуждением; - СДУ с естественным побуждением; - отделение путей эвакуации от атриума дренчерными завесами; - отделение путей эвакуации от атриума противопожарными шторами и т.п. К «пассивной» защите МЗ относятся: - ограничение постоянной пожарной нагрузки (сгораемые конструкции); - ограничение временной пожарной нагрузки (сгораемая мебель, одежда и т.д.); - отделение путей эвакуации от атриумного пространства противопожарными перегородками и т.д. Требования к противопожарной защите МЗ можно сформулировать следующими [9]: - несгораемые строительные конструкции; - спринклерные установки водяного пожаротушения по всему объему МЗ; - создание отделенных от атриумного пространства противопожарными дверями и перегородками помещений перед эвакуационными выходами (зон безопасности) с целью обеспечения безопасной эвакуации людей; - противопожарные шторы (высота не менее 0,5 м от потолка) должны быть установлены на каждом уровне атриума с целью образования «резервуара» дыма под потолком МЗ; - СДУ с механическим или естественным побуждением; - ограничение сгораемых веществ и материалов в МЗ. 37 Расчеты, выполненные применительно к развитию пожара в МЗ, показали, что предельно допустимые концентрации токсичных веществ на путях эвакуации и в местах пребывания оперативного персонала превышаются через 50 с после возникновения пожара [31]. Противодымную защиту МЗ предполагается осуществлять путем удаления дыма и продуктов горения через ДО в покрытии естественным побуждением тяги. Расчеты газообмена МЗ при пожаре, выполненные для широкого (50-500 м2) диапазона возможных площадей горения, показывают, что практически во всех случаях возможна стабилизация ПС [31]. Исходя из полученных данных, для противодымной защиты МЗ АЭС рекомендовано устройство шахт СДУ [31]. В покрытиях МЗ АЭС, не имеющих светоаэрационных фонарей, надлежит встраивать специальные проемы для удаления продуктов горения - дымовые шахты [31]. СДУ должно располагаться рассредоточено по покрытию МЗ. В полностью спринклируемых зданиях смежные помещения можно отделять от МЗ стеклянными перегородками из обычного стекла [9]. Это связано с тем, что распространение пламени меньше влияет на безопасность людей при эвакуации, чем распространение более холодного дыма [9]. Остекление обеспечивает достаточную защиту от распространения дыма в течение всего времени до его разрушения, что является достаточным для обеспечения безопасной эвакуации. Вышерассмотренные подходы являются достаточно строгими с точки зрения конструкции МЗ и полного использования его функционального назначения. Выводы. 1. В существующих МЗ ТЭС Вьетнама, как правило, не предусмотрено СДУ с механическим побуждением. 2. Невыполнение условия безопасной эвакуации с учетом людей, находящихся на уровнях производственного здания ТЭС ниже уровня пола МЗ и на верхних уровнях МЗ, требует выполнения противопожарных мероприятий, направленных на увеличение необходимого времени эвакуации людей, в первую очередь наличия СДУ. 38 1.5. Приближенные методы расчета массового расхода системы дымоудаления на расчетном режиме При работе СДУ в расчетном режиме величина расхода удаляемой смеси продуктов горения и воздуха может быть определена по приближенным формулам, в основе которых лежат соотношения зонной модели для КК. Массовый расход СДУ равен в соответствии с [39]: Gд C d 5/2 T2 Tв T 2 1/ 2 Tв T 2 1/ 2 , (1.1) где Gд массовый расход СДУ, кг/с; Тв – температура холодного воздуха в помещении, К; T2 среднеобъемная температура в ПС, К; d глубина слоя дыма под вытяжным отверстием (толщина ПС), м; коэффициент, характеризующий расположение ДО; С = 3,13. Для вытяжных отверстий, расположенных на потолке вблизи стен или на стенах вблизи потолка [39]: = 2,0. Для вытяжных отверстий, расположенных на потолке вдали от стен [39]: и = 2,8. Массовый расход СДУ согласно [49] равен: Gд 0,03Qс 3/5 zв , (1.2) где Qc конвективная тепловая мощность очага горения, Вт; zв высота незадымляемой зоны, м. Производительность системы дымоудаления в соответствии с [29, 58]: Gд 0,188Пzв3 / 2 , (1.3) где П периметр зоны горения, м. Формула (1.3) справедлива, когда П < 12 м и zв < 4 м [29, 58]. Формулы (1.1)-(1.3) основаны на двух основных допущениях, используемых в зонной модели: - конвективная колонка над источником горения является неограниченной свободно-конвективной струей; 39 - термогазодинамическая картина пожара принимается «квазистационарной», т.е. влиянием изменения термогазодинамических параметров ПС по времени можно пренебречь. Поэтому использование формул (1.1)-(1.3) для прогнозирования динамики ОФП в МЗ является некорректным и приведет к существенному завышению расхода удаляемой смеси продуктов горения и дыма и, следовательно, к возникновению режима ПД работы СДУ. 1.6. Режим «поддува» работы системы дымоудаления Согласно отечественной и зарубежной статистике гибель примерно 85 % от числа жертв пожаров в зданиях обусловлена поражающим воздействием выделяемых продуктов горения (дым и токсичные газы) [33]. Например, при пожаре в Азербайджане (г. Баку, 1995 год) погибли 289 человек и более 500 получили травмы различной степени тяжести; при пожаре в метрополитене Alpine ( в Kaprun Austria , 2001 год) погибли 155 человек; при пожаре в 1999 году в тоннеле «Monblan» погибли 39 человек [34]. Большинство жертв вышеуказанных пожаров погибли от воздействия дыма и токсичных газов. Поэтому необходимо предотвратить распространение дыма и токсичных газов с помощью СДУ. СДУ – это система безопасности, в первую очередь обеспечивающая эвакуацию людей при пожаре. Удаление дыма и подача чистого воздуха обеспечивается системой приточно-вытяжной противодымной СДУ. СДУ позволяет: - предотвратить распространение дыма по МЗ; - обеспечить приемлемые параметры воздушной среды для эвакуации людей из МЗ; - очистить МЗ не только от дыма, но и от пепла и опасных для жизни газообразные веществ; - позволяет оповестить о возникновении пожара для своевременной эвакуации людей. 40 Система СДУ – это важнейшая часть системы пожаробезопасности ТЭС. Когда система ДУ захватывает только газовую смесь из ПС (рисунок 1.11, а), то эта система работает в расчетном режиме. а б Рисунок 1.11– Схема гидрогазодинамики вблизи ДО в условиях работы системы ДУ в расчетном режиме (а) и в нерасчетном режиме «поддува» (б): 1 - смесь газов и дыма; 2 – ДО; 3 – воздух Эффективность работы СДУ с естественным или принудительным побуждением может снижаться из-за явления «поддува» («plugholing» [5, 35, 36, 43], ПД) (рисунки 1.11, б и 1.12), которое заключается в том, что чистый воздух из-под ПС вовлекается в зону всасывания вытяжного вентилятора или при естественной конвекции за счет действия подъемных сил проходит через ДО. При этом уменьшает- 41 ся (вплоть до нулевого значения) расход смеси продуктов горения и частиц дыма, удаляемых наружу из помещения через ДО. Это может привести к скоплению дыма на периферии верхней зоны помещения в местах пребывания людей (например, в МЗ, атриумах, пассажах и т.д.). Поэтому явления ПД нужно не допускать. Рисунок 1.12– Схема гидрогазодинамики вблизи ДО в условиях работы СДУ в нерасчетном режиме ПД в атриуме [43] Критические условия перехода расчетного режима работы СДУ в нерасчетный режим ПД исследованы недостаточно широко для создания надежного инженерного метода, позволяющего определить параметры СДУ (количество, площадь и расположение ДО), исключающие возникновение ПД. Формулы для определения критического расхода СДУ, при котором появляется ПД, получены, как правило, в одномерной постановке задачи при «квазистационарных» условиях пожара (несущественном изменении параметров ПС). 42 Существующие методы определения критических условий перехода расчетного режима работы СДУ в нерасчетный режим ПД исследованы в работах [5, 3539]. Для понимания явления ПД в работах [40, 41] изучена естественное истечение из бака, наполненного двумя жидкостями различной плотности (рисунок 1.12). В отличие от явления ПД, когда менее плотный газ (припотолочный нагретый слой) находится выше слоя с большей плотностью (воздух), в вышеуказанных работах изучаются условия, когда жидкость с меньшей плотностью, находящаяся над жидкостью с большей плотностью, начинает поступать в сливное отверстие в дне бака, прорывая слой нижней жидкости. В работе [40] представлены результаты экспериментов и численного моделирования для различных значений основных параметров задачи: начальная высота и плотность жидкости, размер и форма отверстия для слива. Предложена теоретическая модель и выполнено сравнение с экспериментальными данными. Обнаружено, что при определенных критических условиях картина течения имеет вид, показанный на правой части рисунке 1.13, когда жидкость с меньшей плотностью, расположенная вые жидкости с большей плотностью, достигает уровня в нижней части контейнера и попадает в канализацию. В статье [40] показано существование связи между объемным расходом Q, плотностями двух жидкостей ρ1 и ρ2, диаметром сливного отверстия d и критической высотой hc при начале возникновения ПД: 1/ 5 hc Q2 0,69 5 d (1 1 / 2 ) gd . (1.4) Основные недостатки экспериментов, выполненных в работах [40, 41], которые ограничивают их применение для условий пожара, следующие: - слои жидкости неподвижны, в то время как в ПС при пожаре имеется существенная продольная скорость (порядка 1 м/с) движения газовой смеси; 43 - истечение жидкостей через сливное отверстие осуществляется по направлению действия силы тяжести (вниз) – при пожаре течение через отверстие происходит вверх под действием подъемных сил против направления действия силы тяжести; - нет механических сил (кроме силы тяжести), моделирующих действие СДУ с искусственным побуждением; - не учитывается повышение давления в ПС, вызванное тепловыделением при пожаре. Рисунок 1.13 – Схема экспериментов, выполненных в работах [40, 41]: 1 – плотность жидкости с меньшей плотностью; 2 – плотность жидкости с большей плотностью; Q – объемный расход истечения В работе [41] в формуле (1.1), аппроксимирующей результаты экспериментальных исследований, указан больший коэффициент 0,83 вместо 0,69. В работе [5] проведено экспериментальное изучение явления ПД, в котором ПС заменен холодной гелио-воздушной смесью с плотностью, меньшей плотности воздуха. Моделируются условия СДУ с естественным побуждением. Схема экспериментальной установки представлена на рисунке 1.14. В момент формирования явления ПД из закона сохранения массы для полусферического объема, показанного на рисунке 1.15, получено [5]: 44 1/ 5 hc Q2 k 5 d (1 1 / 2 ) gd , (1.5) где k=0,9 [55], k=0,83 [41] и k=0,69 [40]; 1 плотность гелио-воздушной смеси, кг/м3; 2 плотность воздуха, кг/м3. Рисунок 1.14 – Схема экспериментальной установки [5] Рисунок 1.15 – Схема течения вблизи ДО [5] 45 Визуализация явления ПД на границе раздела между двумя различными газами достигается первоначальным введением твердых частиц в гелио-воздушную смесь. Результаты визуализации показаны на рисунке 1.16, где показано критическое состояние для одного из экспериментов. Рисунок 1.16 – Возникновение ПД [5] Обобщение полученных результатов [5] позволило получить формулу для расчета критической толщины ПС, при которой появляется ПД: 1/ 5 hc Q2 0,725 d ( / 1 ) gd 2 1 . (1.6) Анализ результатов работы [5] показывает, что лучше использовать несколько небольших ДО, чем одно с большой площадью, равной сумме площадей всех отверстий, чтобы увеличить критическую толщину ПС для более эффективного ДУ. На рисунке 1.17 [56] показаны картины течения соответственно при работе вытяжного вентилятора без слоя дыма (рисунок 1.17, а) под потолком и при наличии слоя дыма (рисунок 1.17, б). Из рисунка видно, что наличие слоя дыма резко меняет направление течения вблизи ДО в припотолочной области. В работе [56] представлен анализ результатов полномасштабных экспериментов по определению возникновения ПД. Сделаны выводы о том, что ПД можно избежать при выполнении следующих условий: 46 - обеспечение достаточного числа ДО так, чтобы в каждом ДО расход СДУ не превышал критического значения; - ДО находятся друг от друга на расстоянии, превышающем минимальное критическое значение; - отношение глубины слоя дыма под ДО к эквивалентному диаметру ДО больше, чем два. а б Рисунок 1.17 – Гидрогазодинамическая картина течения вблизи вытяжного отверстия без слоя дыма (а) и со слоем дыма [56] В работе [57] представлен обзор результатов полномасштабных экспериментов по определению факторов, влияющих на наступление ПД - кинетическая энергия, передаваемая газовой смеси СДУ, и силы плавучести в слое дыма. Когда кинетические силы доминируют, будет ПД. Когда силы плавучести доминируют, 47 не будет ПД. Кинетические силы зависят от расхода СДУ, и силы плавучести зависят от температуры и глубины ПС. Когда эти силы уравновешены в ДО, расход газовой смеси через ДО является максимальным, который может быть достигнут без ПД. Таким образом, ПД может быть предотвращен при достаточно большом количестве ДО при условии, что расход в каждом ДО ниже этого максимального значения. В работе [30] отмечено, что в недавно завершенном проекте, финансируемом ASHRAE (RP-899) для изучения ПД, Национальный Комитет по научным исследованиям (США) использовал метод физического моделирования в сочетании с CFD-моделью. При этом были разработаны критерии для определения допустимой величины толщины слоя дыма под ДО и расстояния между ДО. Анализ результатов работы [30] показывает, для уменьшения эффекта ПД рекомендуется использовать механическую СДУ с несколькими ДО. При этом максимальный массовый (объемный) расход удаляемого через отверстия воздуха лимитируется заданной глубиной слоя дыма в верхней зоне. Работа [45] посвящена теоретическому и экспериментальному исследованию особенностей термогазодинамической картины пожара вблизи ДО в городских подземных тоннелях при возникновении ПД в условиях естественного дымоудаления. В работе особое внимание уделено влиянию высоты ДО на возникновение ПД. Течение в ПС было практически одномерным. Выявлены два механизма уменьшения расхода удаляемого дыма: - возникновение ПД; - отрыв турбулентного пограничного слоя внутри ДО. Обнаружено, что существует критическая высота ДО, при которой отрыва турбулентного пограничного слоя можно избежать. Это позволяет увеличить расход удаляемого дыма. Однако, большая высота может привести к возникновению ПД, что, в свою очередь, приведет к снижению расхода удаляемого дыма. Выявлено, что эффективность СДУ с естественным побуждением может существенно снизиться из-за ПД. Так при высоте ДО, равной 0,2 м, объем удаляемого дыма уменьшился в 2 раза по сравнению с отсутствием ПД. 48 В работе [45] также предложен критерий для определения начала ПД для одномерного течения в канале, однако для существенно трехмерных течений, как в ПС в МЗ ТЭС, этот критерий требует дополнительного обоснования. Существующие формулы расчета критического расхода СДУ, при котором появляется ПД, представлены в таблице 1.6. Таблица 1.6 – Формулы расчета критического расхода СДУ, при котором появляется ПД № 1 2 Формула расчета Литература gh 5Tв T2 Tв Gкр T2 1/ 2 [35] 2,05в gTв T2 Tв 1 / 2 h 2Wv1 / 2 Gкр T2 [37] 1/ 2 3 (T Tв ) Vкр 4,16 gh 5 2 Tв 4 (T Tв ) Vкр 1,5 gh 5 2 Tв [49] 1/ 2 [38] 5 1,33в gh5Tв T2 Tв Gкр T2 6 1,7 gh5Tв T2 Tв Gкр T2 7 ( 2 ) Vкр 2,2 gh 5 в 2 1/ 2 [39] 1/ 2 [5] 1/ 2 [5] Обозначения в таблице 1.6 следующие: Vкр – критический объемный расход СДУ, м3/с; Gкр – критический массовый расход СДУ, кг/с; g – ускорение свободного падения, м/с2; Тв – температура холодного воздуха в помещении, К; T2 среднеобъемная температура в ПС, К; =2 коэффициент, характеризующий 49 расположение вытяжных отверстий; – коэффициент, характеризующий расположение вытяжных отверстий; в – плотность холодного воздуха, кг/м3. Выводы 1. Критические условия перехода расчетного режима работы системы ДУ в режим ПД исследованы недостаточно подробно для создания надежного инженерного метода, позволяющего определить параметры СДУ (количество, площадь, высота стенки и расположение ДО), исключающие возникновение ПД. 2. Все формулы для определения условий начала нерасчетного режима ПД можно разделить на две группы: - по геометрии задачи: R=Rкр; - по величине расхода газовой смеси, поступающей в ДО из ПС: G=Gкр (или W=Wкр), где R – наружный радиус течения газовой смеси, поступающей в ДО из ПС (см. рисунок 1.14), м; G, W – соответственно массовый и объемный расходы газовой смеси, поступающей в ДО из ПС, кг/с, м3/с; индекс «кр» означает начало возникновения ПД. 3. Формулы для определения критического расхода (или радиуса течения) СДУ, при котором появляется ПД, получены: - в одномерной постановке задачи при «квазистационарных» условиях пожара (несущественном изменении параметров ПС); - движение смеси газов внутри ПС отсутствует, в то время как в реальном слое при пожаре имеется существенная продольная скорость (порядка 1 м/с), соизмеримая со скоростью истечения через ДО. 4. Отсутствуют формулы для расчета расхода удаляемого дыма из ПС при ПД. 50 1.7. Выводы по первой главе и постановка задач исследования На основании обзора литературных источников можно сделать следующие основные выводы: 1. проблемы противопожарной безопасности в МЗ ТЭС Вьетнама с точки зрения эвакуации людей являются наиболее острыми и до конца не решенными; 2. термогазодинамическая картина пожара в МЗ является сложной, существенно трехмерной и нестационарной, экспериментально и теоретически слабо изученной в условиях работы СДУ; 3. режим ПД работы СДУ могут привести к существенному снижению расхода удаляемого дыма и, следовательно, к значительному уменьшению необходимого времени эвакуации людей (особенно с верхний уровней МЗ и сопряженных с ним помещений производственного здания); 4. необходима разработка дополнительных противопожарных мероприятий (например, установка СДУ с механическим побуждением) с целью обеспечения выполнения условия безопасной эвакуации людей из МЗ; 5. разработка методики расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП в МЗ представляет собой актуальную и крайне сложную задачу; 6. отсутствуют достаточно надежные методы расчета возникновения режима ПД при работе СДУ и определения расхода удаляемого дыма при ПД; 7. разработка систем противопожарной защиты МЗ, как правило, выполняется с использованием инженерных методов расчета, не учитывающих режим ПД. Таким образом существует актуальная научная и практическая задача разработки метода математического моделирования динамики ОФП в МЗ ТЭС Вьетнама для обеспечения безопасной эвакуации людей. Целью диссертационной работы является разработка методики расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП и эффективных противопожарных мероприятий в МЗ ТЭС Вьетнама для обеспечения безопасной эвакуации людей в условиях работы СДУ в режиме ПД. 51 Для достижения постановленной цели в работе необходимо решить следующие основные задачи: - выполнить анализ пожарной опасности МЗ ТЭС Вьетнама и обеспечения условия безопасной эвакуации людей из них; - выполнить анализ условий возникновения и методов расчета параметров режима ПД работы СДУ с естественным и искусственным побуждением; - разработать методику расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП с использованием модифицированного зонного метода прогнозирования динамики ОФП в МЗ ТЭС, учитывающего режим ПД при работе СДУ с естественным и искусственным побуждением; - выполнить тестирование предложенных математических моделей на экспериментальных данных, полученных в условиях режима ПД работы СДУ, и на результатах численных экспериментов, проведенных с использованием трехмерной полевой модели расчета термогазодинамики пожара; - провести численные эксперименты по изучению особенностей динамики полей ОФП в условиях работы СДУ с учетом возникновения ПД в модельных МЗ ТЭС; - разработать рекомендации по определению времени блокирования путей эвакуации ОФП при пожаре в МЗ ТЭС Вьетнама при работе СДУ с учетом режима ПД, а также мероприятия по предотвращению режима ПД в условиях работы СДУ с целью обеспечения безопасной эвакуации людей. 52 ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ И МЕТОДИКА РАСЧЕТА ДИНАМИКИ ОПАСНЫХ ФАКТОРОВ ПОЖАРА В МАШИННЫХ ЗАЛАХ ТЭС 2.1. Интегральная модель Интегральная модель для помещений МЗ ТЭС с высотой, большей 6 м, не позволяет достоверно определить распределения величин ОФП по высоте МЗ. Однако расчет среднеобъемных величин ОФП физически правомерен, так как в основные уравнения модели являются законами сохранения массы и энергии для всего объема газовой среды помещения МЗ. Из всех модификаций интегральной модели используется интегральная модель [6], которая отличается от модели [7] следующими основными положениями: - расчет прогрева ограждающих конструкций помещения проводится с помощью решения двухмерных нестационарных уравнений теплопроводности; - неоднородность температурного поля по высоте помещения учитывается в более полном виде. Структура интегральной модели приведена на рисунке 2.1. Дополнительные соотношения интегральной модели Основные уравнения интегральной модели Модель прогрева ограждающих строительных конструкций Модель горения Модель газификации горючего материала Модель тепломассообмена через открытые проемы Рисунок 2.1– Структура интегральной модели 53 Основные уравнения (соответственно законы сохранения массы и энергии для газовой среды помещения, закон сохранения массы кислорода) с учетом действия систем дымоудаления и приточной вентиляции имеют вид [6]: V dср d г Gв вWв Gг срWг , (2.1) d pсрV г Q’рн c p ,вTв (Gв вWв ) d kср 1 c p,срTср,пр (Gг срWг ) Qs Qпр , V d ( X O2 ,ср ср ) d LO2 г X O2 ,в (Gв вWв ) X O2 ,ср,п р (Gг срWг ) , (2.2) (2.3) где – время, с; V – объем помещения, м3; г – скорость газификации горючего материала, кг/с; Gв, Gг – массовые расходы поступающего воздуха и вытекающих наружу газов при естественном газообмене, кг/с; Wв, Wг – объемные расходы приточной вентиляции и СДУ, м3/с; в – плотность наружного воздуха, кг/м3; ср – среднеобъемная плотность газовой среды помещения, кг/м3; pср – среднеобъемное давление, Па; kср – среднеобъемный показатель адиабаты газовой среды помещения; Qнр – низшая рабочая теплота сгорания горючего материала, Дж/кг; – полнота сгорания; Qs – суммарный тепловой поток, отводимый в ограждающие конструкции, Вт; Qпр – тепловой поток, излучаемый через проемы, Вт; Tср,пр = aТ Tср – средняя температура газов, выходящих через проемы, К; aТ – коэффициент, учитывающий отличие среднемассовой температуры выходящих газов от среднеобъемной температуры газовой среды помещения; Tв – температура наружного воздуха, К; cp,в, cp,ср – удельные изобарные теплоемкости воздуха и газовой среды, Дж/(кг∙К); LO2 – потребление кислорода, кг/кг; XO2,ср – среднеобъемная массовая концентрация кислорода в помещении; XO2,в – массовая концентрация кислорода в наружном воздухе; XO2,ср,пр = аО2ХО2,ср – средняя массовая концентрация кислорода в газах, выходящих через проемы; аО2 –коэффициент, учитывающий отличие среднемассовой концентрации кислорода в выходящих газах от его среднеобъемной концентрации в газовой среде помещения. 54 Скорость тепловыделения находится по формуле [7]: Qп = ψудQнрFг, (2.4) где Qп – скорость тепловыделения, Вт; ψуд – удельная скорость выгорания, кг/(м²·с); Fг площадь открытой поверхности горючего материала, м2. Полнота сгорания в первом приближении определяется по формуле [6] (зависит от массовой концентрации кислорода [7]): o 2 X X 2 , (2.5) где о – полнота сгорания на открытом воздухе; X ( X О2,ср X О 2,min ) ( X О 2,в X О 2,min ) ; XO2,min=0,14 – массовая концентрация кислорода, когда прекращается горение. Условия однозначности задачи разделяются на геометрические, физические, начальные и граничные условия [7]. В качестве геометрических условий в интегральной модели задаются: - размеры помещения (по внутренним поверхностям ограждающих строительных конструкций); - размеры открытых и вскрывающихся (под действием повышенной температуры) проемов; - размеры открытой поверхности горючего материала; - толщины (в том числе каждого слоя при многослойных конструкциях) ограждающих строительных конструкций. Физическими условиями задачи являются: - теплофизические свойства газовой среды помещения, воздуха и огнетушащего вещества; - теплофизические свойства материалов ограждающих конструкций (для каждого слоя при многослойных конструкциях); - удельные характеристики горючего материала; - температуры вскрытия разрушающихся под воздействием повышенной температуры проемов. 55 Граничными условиями на границах открытой термодинамической системы, совпадающих с внутренними поверхностями ограждающих конструкций и открытой поверхностью горючего материала, являются: - массовая скорость газификации горючего вещества; - величина суммарного теплового потока, отводимого в ограждающие конструкции от газовой среды; - температура наружного воздуха; - объемные расходы СДУ и приточной вентиляции. Граничные условия на границах открытой термодинамической системы, совпадающих с внутренними поверхностями открытых проемов, являются: - величины массовых расходов вытекающей наружу газовой смеси и притока наружного воздуха; - величина теплового потока, излучаемого через проемы наружу; - температура наружного воздуха. Начальные условия (при =0 с) для системы уравнений имеют вид [6]: Tср,o = To; pср = pо; XO2,ср = XO2,в = 0,23; XN2,ср = XN2,в = 0,77; XCO,ср = XCO2,ср = 0; М = Мо, (2.6) где To, pо – начальные значения температуры и давления в помещении перед пожаром, К, Па; Мо – начальная масса горючего материала, кг; XO2,ср, XN2,ср, XCO,ср, XCO2,ср – соответственно среднеобъемные массовые концентрации кислорода, азота, окиси и двуокиси углерода в помещении; XO2,в, XN2,в – массовые концентрации кислорода и азота в атмосферном воздухе. Массовые расходы газов, выходящих через проем наружу, и массовые расходы поступающего через проем внутрь воздуха определяются в зависимости от высоты нейтральной плоскости по формулам [7]. Метод численного решения замкнутой системы уравнений интегральной модели подробно приведен в [6]. 56 2.2. Зонная модель 2.2.1. Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара К основным особенностям пожара в МЗ ТЭС относятся: - газовая среда МЗ является открытой термодинамической системой, обменивающейся массой и энергией с окружающей средой через открытые проемы и ограждающие конструкции МЗ; - газовая среда является многофазной, состоящей из смеси газов (кислород, азот, продукты горения и газификации горючего материала) и мелкодисперсных частиц (твердых и/или жидких) дыма. Используем наиболее распространенную трехзонную модель [7], в которой объем помещения МЗ разбит на следующие зоны: - КК; - ПС; - зона холодного воздуха. Принципиальная схема термогазодинамической картины пожара в помещении МЗ имеет вид, показанный на рисунке 2.2 [47]. Стрелками обозначены направления течения газовой смеси и тепловые потоки. Обозначения на рисунке 2.2: г массовая скорость газификации горючего материала, кг/с; Gв, Gг массовые расходы поступающего воздуха и вытекающих наружу газов при естественном газообмене через открытые проемы, кг/с; Wг – объемный расход СДУ, м3/с; Wв – объемный расход системы приточной вентиляции, м3/с; Qпр – тепловой поток, излучаемый через открытые проемы наружу, Вт; Qc, Qw1, Qw2, Qf – суммарные (конвекция и излучение) тепловые потоки, поступающие в потолок, стены (ниже и выше нижней границы припотолочного слоя) и пол, Вт. Принимаем картины пожара: следующие упрощения сложной термогазодинамической 57 - ПС является плоскопараллельным перекрытию, равномерно прогретым и задымленным в любой момент времени; - существует условная граница бесконечно малой толщины между зонами ПС и холодного воздуха, при переходе через которую термогазодинамические параметры изменяются скачкообразно; - отсутствует тепломассообмен между ПС и зоной холодного воздуха; - 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; - теплофизические свойства смеси газов, такие как, 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 мало в диапазоне температур, характерном для пожара. Уравнения зонной модели получены при следующих основных допущениях: - присутствие дыма учитывается только в коэффициентах теплопотерь из КК и ПС (так как долями тепловой энергии и массы, приходящейся на мелкодисперсные частицы дыма, по сравнению с соответствующими значениями для газовой фазы, можно пренебречь [7]) и в уравнении закона сохранения оптической плотности дыма [7]; - КК является неограниченной свободно-конвективной струей; - КК рассматриваем как «квазиодномерную» и стационарную, т. е. осредненные по поперечному сечению КК термогазодинамические параметры газовой смеси в каждый момент времени изменяются только вдоль высоты КК и зависят только от текущих параметров пожара; - геометрическое положение пожарной нагрузки в помещении не влияет на параметры тепломассообмена через открытые проемы с окружающей средой и теплоотвода в ограждающие конструкции [6]. Структура зонной модели представлена на рисунке 2.3. 58 Рисунок 2.2 – Схема тепломассообмена в помещении в трехзонной модели [47]: 1 – стены; 2 – перекрытие; 3 – открытый проем; 4 – горючий материал; 5 – нейтральная плоскость (нижняя граница ПС); 6 – СДУ; 7 – система приточной вентиляции; 8 – точечный «фиктивный» источник теплоты; 9 – высота пламенной зоны; I – зона КК; II – зона нагретого задымленного ПС; III – зона холодного воздуха Основные уравнения для зоны конвективной колонки Основные уравнения для зоны припотолочного слоя Модель прогрева ограждающих строительных конструкций Модель горения Модель тепломассообмена через открытые проемы Рисунок 2.3 – Структура зонной модели Дополнительные соотношения зонной модели Модель газификации горючего материала 59 2.2.2. Основные уравнения В зоне КК (зона I, рисунок 2.2) необходимо определить распределения по высоте КК следующих параметров: - массовый расход смеси продуктов горения и газификации горючего материала и воздуха через поперечное сечение КК; - средняя температура газовой смеси и частиц дыма в поперечном сечении КК; - степень черноты газовой смеси и частиц дыма в поперечном сечении КК. Массовые расходы и средние температуры газовой смеси в поперечных сечениях КК можно определить с использованием двух подходов: - точечный источник тепловыделения находится ниже поверхности горючего материала (полуэмпирический метод расчета [7, 48], в котором не учитывается реальное расположение источника тепловыделения и поверхность горючего материала является условно проницаемой); - распределенный источник тепловыделения находится выше поверхности горючего материала (эмпирический [49] и полуэмпирический метод [14, 50]). При первом подходе [7, 48] распределения по высоте КК массовых расходов и средних температур определяются по следующим формулам соответственно: 1 3 5 g Qп 1 G 0,21 z z o 3 , c pTo 2 о T Tо Qп (1 ) , c pG (2.7) (2.8) где T – средняя температура в сечении КК, К; G – расход газов через сечение струи, отстоящее по высоте от поверхности горючего материала на расстояние z, кг/с; То – температура холодного воздуха в помещении, К; ρо – плотность холодного воздуха в помещении, кг/м3; ср – изобарная теплоемкость газа, Дж/(кг К); QwI / Qп – доля, приходящаяся на поступающую в ограждение теплоту от вы- делившейся в очаге горения; z – координата поперечного сечения колонки, отсчи- 60 тываемая от открытой поверхности горючего материала, м; zо 1,5 Fг – расстояние от фиктивного источника тепла до поверхности горючего материала, м; g – ускорение свободного падения, м/с2. При втором подходе массовый расход в сечении КК равен: - эмпирический метод [49]: Qп (1 ) при z > zпл : G 0,071 1000 1/ 3 Qп (1 ) при z zпл : G 0,032 1000 z 5 / 3 1,8 10 6 Qп (1 ) , (2.9) 3/ 5 z , (2.10) - полуэмпирический метод [14, 50]: Bzr ztg 4 dG 2Gtg B 2 ztg , 1 dz T0 AGGT0 Bz r ztg T0 r ztg Qп (1 ) где z пл 0,166 1000 2/5 параметр, с2м5/(кг2К); B – высота пламенной зоны, м; A T0 R 2 gp02 2 (2.11) – размерный Qп (1 ) – размерный параметр, кгК/(мс); R – газоz f cp вая постоянная воздуха, Дж/кг·К; r – радиус поверхности горючего материала, м; – угол полураскрытия КК, рад. Средняя температура в сечении КК рассчитывается по формуле (2.8). Высота нижней границы ПС определяется из решения обыкновенного дифференциального уравнения, полученного из закона сохранения энергии для ПС: dz k G Q 1 вTвWв T2 2Wг Gг k п , d o Fп c p oTo Fп oTo Fп oTo Fп (2.12) где zk – высота до нижней границы ПС от открытой поверхности горючего материала, м; Fп – площадь потолка помещения, м2; Gk – массовый расход газовой смеси, поступающей из КК в ПС, кг/с; T2 среднеобъемная температура ПС, К; 61 ρ2 среднеобъемная плотность в ПС, кг/м ; 3 Qw1 Qw2 Qc Q f Qпож коэффици- ент теплопотерь. Среднеобъемная температура и плотность смеси газов и дыма в ПС находятся из решений дифференциального уравнения закона сохранения массы ПС и уравнения состояния идеального газа соответственно: V2 d 2 Gk вWв Gг 2Wг , d (2.13) p2 po 2 RT2 , где р2 – среднеобъемное давление в зоне ПС, Па; ро – давление наружного воздуха при z = 0, Па; R – газовая постоянная газовой смеси, Дж/(кгК); V2 – объем ПС, м3. Величина среднеобъемной оптической плотности дыма в ПС определяется из закона сохранения [7]: d ( 2V2 ) D г , d (2.14) где µ2 – среднеобъемная оптическая плотность дыма в ПС, Нп/м; Dµ – дымообразующая способность горючего материала, Нпм/кг. 2.2.3. Условия однозначности и метод численного решения Условия однозначности задачи расчета тепломассообмена разделяются на геометрические, физические, начальные и граничные условия [51]. Геометрическими условиями в зонной модели являются [7]: - размеры помещения (по внутренним поверхностям ограждающих строительных конструкций): длина, ширина и высота; - размеры открытых и вскрывающихся (под действием повышенной температуры) проемов: высоты от уровня пола до нижнего и верхнего краев проема; ширина проема; - размеры открытой поверхности горючего материала: площадь (или длина и ширина при прямоугольной форме и т.п.); 62 - толщины (для каждого слоя при многослойных конструкциях) ограждающих строительных конструкций. Физическими условиями задачи являются [7]: - теплофизические свойства газовой среды помещения и воздуха: удельные массовые изобарные теплоемкости; газовые постоянные; - теплофизические свойства материалов ограждающих конструкций (для каждого слоя при многослойных конструкциях): плотности, теплоемкости и коэффициенты теплопроводности; - параметры горючего материала: удельная массовая скорость газификации, низшая рабочая теплота сгорания, удельный выход продуктов горения, удельное потребление кислорода, линейная скорость распространения пламени в случае твердого горючего материала или время стабилизации горения для горючей жидкости, удельное дымовыделение; - температуры вскрытия разрушающихся под воздействием повышенной температуры проемов. Граничные условия задачи: - внутренние поверхности ограждающих конструкций: коэффициенты теплопотерь и ; - открытая поверхностью горючего материала: массовая скорость газификации горючего вещества; - внутренние поверхности открытых проемов: массовые расходы вытекающей наружу газовой смеси и притока наружного воздуха и Тв. Начальные условия (в момент времени = 0) имеют вид: - к уравнению (2.12): zk = Н–; Т2 = То; - к уравнению (2.13): 2 = о. где Н высота помещения, м; толщина горючего материала, м. Модель процесса газификации горючего материала аналогична случаю полевой модели (выражения (2.30)-(2.32)). Уравнения (2.11)-(2.13) решены с использованием численного метода РунгеКутта 4-го порядка точности [15]. 63 2.3. Полевая модель 2.3.1. Основные особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара Пожар в МЗ ТЭС протекает в сложных термогазодинамических условиях при одновременном воздействии ряда возмущающих течение факторов [6]: - неизотермичность; - сжимаемость; - продольный и поперечный градиенты давления; - вдув на стенке (поступление в помещение продуктов внутренней деструктуризации материала твердых конструкций, тепломассообменная защита конструкций); - излучение; - протекание химических реакций; - двух или трехфазность (одновременное сосуществование нескольких фаз – газ +твердые частицы, газ+жидкость, газ+твердые частицы+жидкость); - шероховатость поверхностей конструкций; - кривизна поверхности; - турбулентность; - переход ламинарного режима течения в турбулентный. Основными особенностями тепломассообменных процессов при пожаре в МЗ являются следующие: - наибольшая разница давлений в разных зонах помещения не превышает десятых долей процента от величины среднего давления в помещении (при отсутствии взрывов с образующимися ударными волнами); - скорости потоков газов малы по сравнению со скоростью звука (при отсутствии детонационного горения и ударных волн); - тепловые эффекты химических реакций определяют тепловой режим помещения; - необходимо учитывать процессы турбулентной диффузии. 64 Принимаем следующие основные упрощения реальной термогазодинамической картины пожара в МЗ: - существует локальное термодинамическое и химическое равновесие во всем объеме помещения (можно использовать равновесное уравнение состояния); - газовая среда является смесью идеальных газов, что справедливо в диапазонах температур и давлений, характерных при пожаре [7]; - локальные скорости и температуры компонентов газовой смеси и твердых (или жидких) частиц одинаковы между собой в каждой точке пространства (односкоростная и однотемпературная модель) (межфазным взаимодействием (температурным скачком и “скольжением” фаз друг относительно друга) пренебрегаем); - химическая реакция горения является одноступенчатой и необратимой; - диссоциация и ионизация среды при высоких температурах не учитывается; - турбулентные пульсации не влияют на теплофизические свойства среды; - взаимным влиянием турбулентности и излучения пренебрегаем; - пренебрегается обратным влиянием горения на скорость газификации горючего материала, т.е. скорость газификации пожарной нагрузки рассчитывается на основе экспериментальных зависимостей без учета текущих параметров газовой среды; - термо- и бародиффузией пренебрегаем. Таким образом, газовая среда МЗ рассматривается как вязкий теплопроводный сжимаемый идеальный газ. 2.3.2. Основные уравнения Полевая модель расчета тепломассообмена при пожаре основана на уравнениях, являющихся выражением фундаментальных законов физики – законов сохранения массы, импульса и энергии. Рассмотрим основные уравнения модели, записанные в ортогональной системе координат. Нестационарные трехмерные дифференциальные уравнения, используемые в полевой модели, взяты из работ [6, 7, 51]. Уравнение неразрывности газовой смеси имеет вид: 65 wx w y wz 0 , x y z (2.15) где – плотность, кг/м3; – время, с; x, y, z – координатные оси вдоль длины, ширины и высоты помещения соответственно, м; wx, wy, wz – проекции скорости на соответствующие оси, м/с. Уравнения движения в проекции на координатные оси: w wy wx w w w p w wx x wy x wz x 2 ( т ) x ( т ) x x y z x x x y y x wy wx w w y w z w w 2 ; ( т ) x z ( т ) x z z x 3 x x y z wy x wy wy y wz wy z (2.16) wy w w p ( т ) x y 2 ( т ) y y y x x y w y wz w y wz 2 w ( т ) x ; ( т ) 3 y x z z y y z (2.17) wz wz wz wz p w wx wy wz ( o ) g 2 ( т ) z x y z z z z w w 2 w w w w w ( т ) x y z , ( т ) x z ( т ) y z x y z x z x y z y 3 z (2.18) где – динамический коэффициент вязкости, кг/(см); т – коэффициент турбулентной вязкости, кг/(см); p – давление, Па; o – плотность газовой среды за пределами нагретого слоя, кг/м3; g – ускорение свободного падения, м/с2. Уравнение энергии имеет вид: T T T T T ( т р ) c p wx wy wz x y z x x T T ( т р ) ( т р ) q v , y y z z (2.19) где T – температура, К; сp – удельная изобарная теплоемкость, Дж/(кгК); – коэффициент теплопроводности, Вт/(мК); т – коэффициент турбулентной теплопроводности, Вт/(мК); р – коэффициент радиационной теплопроводности, 66 Вт/(мК); qv – интенсивность внутренних источников тепла, Вт/м3 (qv=qvк+qvр, где qvр – интенсивность внутреннего источника тепла за счет радиационного теплопереноса, Вт/м3; qvк – вклад источников тепла другой физической природы, Вт/м3). Уравнения неразрывности для компонентов газовой смеси используются в виде: X i X i X i X i X wx w y wz ( D Dт ) i x y z x x X i ( D Dт ) y y X i ( D Dт ) mi , z z (2.20) где Xi – массовая концентрация i-го газа; D – коэффициент диффузии i-го газа, м2/с; Dт – коэффициент турбулентной диффузии, м2/с; mi – интенсивность внутренних источников (стоков) массы, возникающих из-за образования (исчезновения) молекул данного газа вследствие протекания химических реакций, кг/(см3). Уравнение закона сохранения оптической плотности дыма имеет вид [6]: Dоп Dоп Dоп Dоп wx wy wz mоп , x y z (2.21) где Dоп – оптическая плотность дыма, Нп/м; Dопг – дымообразующая способность горючего материала, Нпм2/кг; mоп=Dопгг/∆V – интенсивность внутренних источников оптической плотности дыма, возникающей из-за его образования (реакция горения), Нп/(мс); ∆V – объем газовой среды, внутри которой находится источник (или сток) массы, м3. Обобщенное дифференциальное уравнение, объединяющее основные уравнения полевой модели, имеет вид: Ф divwФ divГgradФ S , (2.21а) где – время, с; ρ – 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, и другие продукты горения и газификации горючего материала), оптическая плот- 67 ность дыма, кинетическая энергия турбулентности и скорость ее диссипации); Г – коэффициент диффузии для Ф; S – источниковый член. 2.3.3. Дополнительные соотношения Система уравнений (2.15)-(2.21) является незамкнутой, так как число неизвестных больше числа уравнений. Поэтому для замыкания системы уравнений необходимы дополнительные соотношения. Локальное уравнение состояния смеси газов имеет вид: p RT , (2.22) где R – газовая постоянная смеси, Дж/(кгК). Теплофизические параметры смеси определяются по формулам: n ri i ; i 1 n R gi R i ; i 1 n cp gi cpi , i 1 (2.23) где i – номер газовой компоненты смеси; n – число газов в смеси; ri, gi, Ri, cpi, i – объемная и массовая доля, газовая постоянная, удельная изобарная теплоемкость и плотность i-ой компоненты газовой смеси. Теплоёмкости компонентов принимаются постоянными или определяются в зависимости от температуры. Для расчета турбулентного тепломассообмена и трения при пожаре используем k- модель турбулентности [12] или модель Смагоринского [52]. Коэффициент турбулентной вязкости в k- модели определяется по формуле Колмогорова [12]: k2 т C , (2.24) w' 2 w' 2 w' 2 1 '2 y x '2 '2 z – кинетическая энер где k wx wy wz ; z 2 y x гия турбулентности (м2/с2) и скорость ее диссипации (м2/с3) соответственно; wx’, wy’, wz’ – пульсационные составляющие проекций скорости на соответствующие 68 оси, м/с; С=0,09 – эмпирическая константа; , т – кинематический коэффициент молекулярной и турбулентной вязкости соответственно, м2/с. Кинетическая энергия турбулентности и скорость ее диссипации находятся из уравнений соответствующих законов сохранения: k k k k k wx wy wz т x y z x x k w т k т k т j xi y k y z k z wi w j g 1 T x ; j xi Prт T z (2.25) w x wy w z т x y z x x т т w C1 т j y y z z k xi wi w j g 1 T 2 C x Pr T z 2 k .(2.26) x j i т В стандартной k- модели турбулентности набор эмпирических констант является следующим [12]: С1 =1,44; С2 =1,92; k =1,0; =1,3; С=0,09. В области конвективной колонки модель модернизируется [23]: С1 =1,6. Тройная аналогия Прандтля [51] используется для определения коэффициентов турбулентной теплопроводности смеси т (уравнение энергии (2.19)) и турбулентной диффузии компонентов Dт (уравнения неразрывности (2.20)). При равенстве чисел Прандтля и Льюиса единице (Pr=Le=1) и отсутствии градиента давления в потоке газа (dp/dx=0, dp/dy=0, dp/dz=0) уравнения движения (2.16)-(2.18), энергии (2.19) и диффузии (2.20) становятся тождественными и в случае подобия граничных условий существует подобие полей скоростей, температур и концентраций. Турбулентное и диффузионное числа Прандтля принимаем равными Prт=Prд=1. Тогда коэффициент турбулентной теплопроводности определяется из соотношения [51]: т cp т Prт ; (2.27) 69 а коэффициент турбулентной диффузии равен: Dт=т /Prд. (2.28) Уравнения (2.25)-(2.28) позволяют определить коэффициенты турбулентной вязкости, теплопроводности и диффузии, входящие в уравнения полевой модели (2.15)-(2.20), с использованием k- модели турбулентности. В модели Смагоринского кинематический коэффициент турбулентной вязкости равен [52]: wy w 2 т Cсм V 1/ 3 0,5 x x y w w w w 0,5 x z 0,5 z y x z z y , (2.29) где Cсм=0,10,3 – константа; V=xyz – элементарный объем, м3. Для расчета радиационного теплообмена в общем виде решается интегродифференциальное уравнение переноса лучистой энергии в газовой среде [51], которое может быть решено достаточно точными и универсальными численными способами, например, зональным методом или стохастическим методом МонтеКарло [54]. Однако эти методы не вполне совместимы с сеточными методами решения дифференциальных уравнений полевой модели, так как требуют других численных алгоритмов, что приводит к существенному усложнению программного комплекса. Поэтому используются приближенные методы решения вышеуказанного уравнения, в которых предполагается существование локального термодинамического равновесия внутри излучающего объема Упрощенными математическими моделями расчета лучистого теплопереноса, наиболее часто используемыми при моделировании пожаров, являются следующие [6]: - оптически прозрачный неизлучающий газ; - оптически толстый слой (оптическая толщина о>>1, т.е. средняя длина свободного пробега фотона мала по сравнению с характерным размером среды); - оптически тонкий слой (о<<1); - диффузионный метод (метод моментов). В зависимости от выбора модели в уравнении энергии (2.19) принимаем: 70 - оптически прозрачный неизлучающий газ: р=0; qvр=0; 16 T 3 - оптически толстый слой: qvр=0; p ; 3 kp - оптически тонкий слой: р=0; qvр=4рT4; где kр – интегральный коэффициент ослабления излучения, 1/К; Т – локальная температура слоя, К; р – интегральная степень черноты газа. В приближении оптически толстого слоя для гетерогенной среды при этом необходимо проводить расчет образования, движения и коагуляции твердых частиц дыма для определения их размеров и концентрации, определяющих, главным образом, излучательную, поглощательную и пропускательную способности среды. В этом случае коэффициент ослабления определяется как k p Nd 2 4 , где d - средний диаметр частиц дыма, м; N - объемная концентрация частиц, 1/м3. При промежуточной величине оптической толщины слоя газа используется диффузионный метод (метод моментов) [54]. При этом р=0, а источниковый член в уравнении энергии (2.19) равен: 4 2 I o 2 I o 2 I o divqvp 2 2 2 , 3 x y z где Io – интенсивность излучения (Вт/м2), определяемая из решения уравнения: 1 kp 2Io 2Io 2Io 2 2 x y z 2 3I o I b T , где – интегральный коэффициент излучения, 1/м; Ib(T)=T4 – интенсивность излучения абсолютно черного тела, Вт/м2. При выполнении закона Кирхгофа: р=1-e-kрL, где р – интегральная степень черноты слоя газа толщиной L. Коэффициенты ослабления и поглощения излучения находится по рассчитанной оптической плотности дыма [6]: kр==*Dоп, 71 где Dоп – локальная величина оптической плотности дыма, Нп/м; * – коэффициент для пересчета оптического диапазона излучения в инфракрасный, 1/Нп. Сложность определения локальных характеристик газовой смеси с частицами дыма (поглощательная, испускательная и рассеивающая способности среды) связана также со значительной неоднородностью частиц по размерам и форме поверхности, процессами коагуляции и дробления, а также горения частиц во время их распространения. Область горения моделируется внутренними источниками энергии и массы (образование продуктов горения и поглощение кислорода). Основным направлением совершенствования расчета параметров лучистого теплопереноса при пожаре будет более полный учет спектральных энергетических характеристик излучающего объема (особенно в видимой части спектра), неравновесности излучения, влияния параметров частиц дыма, взаимодействия излучения с турбулентностью и с поверхностями ограждающих конструкций с целью непосредственного численного решения интегро- дифференциального уравнения для всего объема помещения [6]. Массовая скорость газификации горючего материала задается следующими выражениями [7]: горючая жидкость: ст : >ст : г удFг ; ст г удFг , (2.30) (2.31) где – время, с; ст – время стабилизации горения, с; Fг – площадь горючего материала, охваченная горением, м2; ψуд – удельная скорость газификации горючего материала, м2; горючее твердое тело: г= ψуд Fг, (2.32) где Fг=r2; r=wлс – радиус горения, м; wлс – линейная скорость распространения пламени по поверхности горючего материала, м/с. 72 В случае горючего газа задаются: массовый расход, давление и температура газа и размеры отверстия, через которое происходит его натекание. 2.3.4. Условия однозначности Условиями однозначности к замкнутой системе уравнений полевой модели являются [5]: 1. геометрические условия: - размеры помещения (ширина, длина и высота); - координаты границ открытых и закрытых (которые могут вскрыться под тепловым воздействием пожара) проемов; - координаты границ поверхности горючего материала; - координаты проемов системы механической вентиляции и дымоудаления; 2. физические условия: - теплофизические свойства газовой среды (удельная изобарная теплоемкость, коэффициенты молекулярной теплопроводности, вязкости и диффузии); - теплофизические свойства материала ограждающих конструкций (плотность, удельная теплоемкость, коэффициент теплопроводности); - характеристики горючего материала (удельная скорость газификации, низшая рабочая теплота сгорания, удельный выход продуктов горения, удельное потребление кислорода, скорость распространения пламени в случае твердой пожарной нагрузки или время стабилизации горения для жидкой нагрузки, дымовыделение); 3. граничные условия: а) на внутренних поверхностях ограждающих конструкций помещения: - wx wy wz 0 ; - q=qл+qк, где q – плотность суммарного теплового потока, Вт/м2; qл – плотность лучистого теплового потока, Вт/м2; qк – плотность конвективного теплового потока, Вт/м2; 73 - для остальных параметров Ф в обобщенном уравнении (2.21а): / n 0 , где n – нормаль к поверхности ограждающей конструкции помещения; - ДО: wz=Wд/, где wz – проекция скорости на ось, перпендикулярную плоскости ДО, м/с; Wд – объемная производительность СДУ, м3/с; - отверстие приточной вентиляции: wz=Wпр/в, где Wпр – объемная производительность приточной механической СДУ, м3/с; б) на открытых проемах: - для всех параметров Ф в обобщенном уравнении (2.21а) принимается при истечении газа наружу: / n 0 ; - при поступлении наружного воздуха внутрь: давление, температура и концентрации компонентов соответствуют параметрам атмосферного воздуха (смесь кислорода и азота); в) на наружных поверхностях ограждающих конструкций помещения: - q=qл+qк; для конвекции задаются: температура окружающего воздуха Tв, коэффициенты теплоотдачи находятся из критериальных уравнений [51]: Nu=C(GrPr)n, где коэффициенты C и n определяются для горизонтальных и вертикальных поверхностей в зависимости от произведения GrPr; плотность лучистого теплового потока равна qл wTw4 Tв4 , где Tw – температура наружной поверхности конструкции, К; w – степень черноты наружной поверхности конструкции; 4. начальные условия (при =0): - помещение заполнено неподвижной смесью (воздухом) кислорода и азота: X O2 X N2 1; XO2=0,23; XN2=0,77; XН2=0; wx wy wz 0 ; - параметры газовой смеси: температура To; давление po. 74 2.3.5. Метод численного решения Дифференциальные уравнения в частных производных (2.15)-(2.21),(2.25) и (2.26) решаются конечно-разностным методом контрольных объемов [22]. Для трехмерной задачи дискретный аналог уравнений имеет вид [22]: aP P aE E aW W aN N aS S aT T aB B b , где aE DE A PE FE ,0 ; aW DW A PW FW ,0 ; aPo oP xyz / ; aN DN A PN FN ,0 ; (2.33) D A P F ,0 ; aT DT A PT FT ,0 ; aS DS A PS FS ,0 ; aB B B B aP aE aW aN aS aT aB aPo S P xyz ; b SC xyz aPo oP ; o op – значение плотности на предыдущем шаге по времени; p - значение функ- ции на предыдущем шаге по времени; x, y, z – шаги вдоль осей OX, OY, OZ соответственно; - шаг по времени; A P 0, 1 0,1 P . . 5 Последовательность решения системы алгебраических уравнений [22]: 1) задается приближенное поле давления p* f ( x , y, z) ; 2) решаются алгебраические уравнения (2.33), соответствующие уравнениям движения (2.16)-(2.18), для получения приближенного поля значений скоростей wx*, wy* и wz*; 3) решается уравнение для определения поправки давления p’; 4) рассчитывается скорректированное поле давлений p=р*+р'; 5) проводится расчет составляющих скорости; 6) находится решение алгебраических уравнений (2.33), соответствующих уравнениям для определения полей других физических величин (температуры, концентрации компонентов смеси газов, коэффициентов тепломассопереноса, теплофизических свойств): - неразрывности смеси (2.15) и отдельных газов, входящих в ее состав, (2.20); - уравнению энергии (2.19); - уравнению сохранения оптической плотности дыма (2.21); - уравнений (2.25) и (2.26) k- модели турбулентности или уравнению (2.29) при 75 использовании модели турбулентности Смагоринского; 7) представление скорректированного давления p как нового прибилиженного давления p* и возвращение к пункту 2 расчета. Процедура повторяется до тех пор, пока не будет получено сходящееся решение, т.е. отличие параметров газовой среды на соседних итерациях не превышает заранее заданного значения (например, Т(k+1)-T(k)<0,01 К, где k+1, k – номера текущей и предыдущей итераций). 2.4. Методика расчета необходимого времени эвакуации людей из машинного зала с учетом режима «поддува» Расчет времени блокирования путей эвакуации ОФП проводится в следующей последовательности: - сбор исходных данных; - выбор наиболее опасных сценариев развития пожара; - выбор математической модели; - проведение расчетов на ЭВМ; - анализ результатов расчёта. Блок-схема методики проведения расчётов представлена на рисунке 2.4. Сбор исходных данных заключается в выборе численных значений параметров, входящих в математические модели расчета динамики ОФП, на основании анализа: - объемно-планировочных и конструктивных решений МЗ; - размещения, вида и количества горючей нагрузки. Геометрические характеристики задачи находятся из объемно- планировочных решений МЗ. Составляется схема привязки к помещению ортогональной системы координат. Выбирается положение центра ортогональной системы координат, например, в левом нижнем углу помещения. Координатная ось x направлена вдоль длины помещения, ось y вдоль его ширины, ось z вертикально вдоль высоты помещения. 76 Сбор исходных данных Выбор наиболее опасных сценариев развития пожара Выбор математической модели Проведение расчетов на ЭВМ Анализ результатов расчёта Рисунок 2.4 – Блок-схема методики проведения расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП Геометрические характеристики МЗ определяются в зависимости от используемой математической модели пожара: - зонная модель: - помещение: в форме параллелепипеда: длина, ширина, высота; произвольной формы: площадь перекрытия, высота; - двери: высота и ширина (для каждой двери); - окна: высота, ширина и координаты одного угла окна (для каждого окна); - горючий материал: площадь открытой поверхности; - при использовании полевой модели: - помещение: в форме параллелепипеда: длина, ширина, высота; произвольной формы: координаты поверхностей ограждающих конструкций; 77 - двери: высота, ширина и координаты одного нижнего угла двери (для каждой двери); - окна: высота, ширина и координаты одного угла окна (для каждого окна); - горючий материал: координаты границ открытой поверхности; Следующие теплофизические и химические свойства горючего материала находятся из анализа размещения, вида и количества горючего материала по базе типовой пожарной нагрузки [7]: - низшая рабочая теплота сгорания; - удельная скорость выгорания; - удельное потребление кислорода при горении; - удельное дымовыделение; - удельное выделение токсичных продуктов горения; - скорость распространения пламени (в случае твердого горючего материала); - время стабилизации горения (в случае горючей жидкости); - суммарная масса горючей нагрузки. Выбор сценариев пожара заключается в определении наиболее неблагоприятного варианта его развития в рассматриваемом МЗ, характеризующегося: - наибольшим темпом нарастания ОФП; - наибольшим расчетным временем эвакуации людей из МЗ. Выбор математической модели проводится на основе анализа объемнопланировочных решений МЗ в соответствии с методиками [17-19]. Учет режима ПД выполняется следующим образом: - в зонной модели: - СДУ с естественным побуждением: - при T2<T2,кр: Gд=Gпс; - при T2T2,кр: Gд=kдGпс; - СДУ с искусственным побуждением: - при wz<wкр: Gд=Gвт; - при wzwкр: Gд=kдGвт; 78 где Gд – массовый расход смеси газов, удаляющейся СДУ из ПС, кг/с; Gвт – массовый расход вентилятора СДУ, кг/с; Gпс – массовый расход смеси газов, удаляющейся через ДО из ПС в режиме естественной конвекции, кг/с; Tг,кр – критическая температура ПС, при котором наступает ПД, К; wкр – критическая скорость во входном сечении ДО, при котором наступает ПД, м/с; wz Gвт / 2 Fдо – вертикальная составляющая средней скорости во входном сечении ДО, м/с; Fдо – площадь ДО, м2; kд – коэффициент уменьшения расхода из-за ПД; коэффициент kд определяется из геометрического подхода: kд h / R , (2.34) где h – толщина ПС, м; R – эквивалентный радиус поперечного сечения ДО, м; величины T2,кр, wкр и kд определяется далее в главе 3 диссертации; - в полевой модели: необходимо «сгущение» расчетной конечно-разностной сетки вблизи и внутри ДО, т.е. в вышеуказанной области резко увеличивается число узловых точек сетки с целью получения более подробной термогазодинамической картины течения смеси газов через ДО наружу. Начальные и граничные условия задаются в соответствии с выбранной математической моделью. Климатические условия Вьетнама учитываются в начальных условиях (To=25-50оС) и величине тепловыделения (повышенная влажность). При использовании полевой модели создаются неравномерные трехмерные конечно-разностные сетки внутри МЗ и ограждающих конструкций с учетом конкретной геометрии МЗ. Расчет продолжается до момента времени прекращения горение, что может произойти в двух случаях: - полное выгорание горючих материалов в МЗ; - понижение концентрации кислорода в области горения до величины, при которой происходит прекращение горения. 79 Результатами расчета с использованием интегральной модели являются зависимости от времени следующих параметров тепломассообмена: - среднеобъемные значения температуры, давления, массовых концентраций кислорода, продуктов горения, оптической плотности дыма и дальности видимости в помещении; - массовые расходы истечения газов наружу через открытые проемы и притока наружного воздуха внутрь МЗ через открытые проемы; - массовые расходы истечения газов наружу через ДО вследствие работы СДУ; - массовые расходы притока наружного воздуха внутрь через проемы системы приточной вентиляции; - средние тепловые потоки, отводящиеся в потолок, стены и пол, а также излучаемые через проемы; - средние температуры ограждающих конструкций. Результатами расчета с использованием зонной модели являются зависимости от времени следующих параметров тепломассообмена: - среднеобъемные величины температуры, массовых концентраций кислорода, продуктов горения, оптической плотности дыма и дальности видимости, а также давления, в нагретом ПС в МЗ; - нижняя граница ПС; - массовые расходы истечения газов наружу через открытые проемы и притока наружного воздуха внутрь МЗ через открытые проемы; - массовые расходы истечения газов наружу через ДО вследствие работы СДУ; - массовые расходы притока наружного воздуха внутрь через проемы системы приточной вентиляции. Результатами расчета с использованием полевой модели являются зависимости от времени следующих параметров тепломассообмена: 80 - локальные значения температуры, давления, скорости, массовых концентраций кислорода, продуктов горения, оптической плотности дыма и дальности видимости в МЗ; - массовые расходы истечения газов наружу через открытые проемы и притока наружного воздуха внутрь МЗ через открытые проемы; - массовые расходы истечения газов наружу через ДО вследствие работы СДУ; - массовые расходы притока наружного воздуха внутрь через проемы системы приточной вентиляции; - локальные тепловые потоки, отводящиеся в потолок, стены и пол, а также излучаемые через проемы; - локальные температуры материалов ограждающих конструкций. На основании анализа результатов расчета по динамике ОФП определяются времена блокирования путей эвакуации отдельными ОФП. Необходимое время эвакуации равно [7, 17]: Т т.г. O2 т.п. н 0,8 min п.в. кр , кр , кр , кр , кр , (2.35) 2 где кр , кр , кр , кр , кр - критические продолжительности пожара по потери п.в. Т т.г. O т.п. видимости, температуре, токсичным продуктам горения, кислороду и тепловому потоку. 2.5. Выводы по второй главе 1. Разработана методика расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП МЗ ТЭС с использованием разработанной модифицированной зонной модели расчета динамики ОФП, которая впервые позволяет: - определить минимальную среднеобъемную температуру ПС, при которой появляется ПД, в зависимости от высоты стенки ДО, толщины ПС, перепада давлений по высоте внутри и снаружи ДО, скорости движения газовой смеси в ПС, а также от коэффициента гидравлического сопротивления ДО при работе СДУ с естественным побуждением; 81 - найти максимальный расход вентилятора СДУ, при котором появляется ПД; - определить возникновение ПД и уменьшение расхода удаляемого дыма при работе СДУ с естественным и искусственным побуждением в режиме ПД; - сделать выбор параметров СДУ (площадь и количество дымоудаляющих отверстий, расход вентилятора), при которых исключается появление ПД. 2. Предложенная методика расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП с использованием модифицированной зонной и полевой математических моделей позволяет определить необходимое время эвакуации людей с учетом действия СДУ в режиме ПД. 3. Использование модифицированной зонной математической модели позволяет существенно (в десятки раз) сократить трудозатраты и время расчета на ЭВМ при проведении многовариантных расчетов динамики ОФП с целью определения необходимое время эвакуации людей из МЗ ТЭС для проверки выполнении условия безопасной эвакуации людей. 4. Разработанная методика расчета имеет достаточную для практических целей инженерную точность расчета. 82 ГЛАВА 3. УСЛОВИЯ ВОЗНИКНОВЕНИЯ И РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ РЕЖИМА «ПОДДУВА» ПРИ РАБОТЕ СИСТЕМЫ ДЫМОУДАЛЕНИЯ В МАШИННОМ ЗАЛЕ ТЭС 3.1. Особенности и упрощения термогазодинамической картины пожара Схема ПС, образующегося при пожаре в помещении большого объема, представлена на рисунке 3.1. Здесь же показан характерный профиль температуры по высоте помещения вне конвективной колонки. Из рисунка 3.1 видно, что ПС состоит из нескольких характерных областей: припотолочная струя (2), поток под припотолочной струей (3) и переходная зона (4). 1 z 0 Tв 2 3 4 5 6 T Рисунок 3.1 – Схема термогазодинамической картины пожара в помещении: 1 – конвективная колонка; 2 – припотолочная струя; 3 – поток под припотолочной струей; 4 – переходная зона; 5 – холодный воздух; 6 – условная нижняя граница ПС Упрощенная схема ПС в условиях работы СДУ представлена на рисунке 3.2, а. 83 На рисунке 3.2, б приведена схема течения при начале захвата холодного воздуха, находящегося под ПС, системой СДУ (начало ПД). На рисунках 3.2, а и 3.2, б следующие обозначения: d – приведенный диаметр ДО, м; h – толщина ПС, м; hо – высота стенки ДО, м. Условная нижняя граница ПС принимается по правилу N процентов [42]. 8 а 3 d III hо II h I 1 2 8 4 5 6 7 9 б 3 4 Рисунок 3.2 – Упрощенная схема ПС в условиях работы системы ДУ при расчетном режиме (а) и начале режима ПД (б): 1 – ПС; 2 – холодный воздух; 3 – ДО; 4 – нижняя граница ПС без СДУ; 5 – нижняя граница ПС при СДУ; 6 – воронка; 7 – полусферическая поверхность; 8 – стенка ДО; 9 – условный канал; I-III – номера сечений При использовании одномерного подхода принимаем следующие основные упрощения термогазодинамической картины в ПС: 84 - существует резко выделенная граница между зонами ПС и холодного воздуха, при переходе через которую термогазодинамические параметры изменяются скачкообразно; - ПС является равномерно прогретым и равномерно задымленным; - плотности и температуры смеси газов и дыма в сечениях I-III равны соответственно среднеобъемной плотности и среднеобъемной температуре смеси газов и дыма в ПС; - в уравнениях состояния идеального газа для воздуха и газовой смеси принимаем, что давления и газовые постоянные равны соответственно друг другу (в этом случае 2T2 вTв ); где 2 – среднеобъемная плотность смеси газов и дыма в ПС, кг/м3; в – плотность холодного воздуха в помещении, кг/м3; T2 среднеобъемная температура ПС, К. 3.2. Условия возникновения режима «поддува» работы системы дымоудаления с естественным побуждением при одномерном подходе При естественной конвекции в одномерном приближении (координата направлена по высоте помещения) внутри условного канала 9 (рис. 3.2, а), внутри которого течет горячий газ, уравнение Бернулли для несжимаемой среды имеет вид: p1 2 gz1 2 wz2,1 2 p3 2 gz3 2 wz2,3 2 2 wz2,1 2 , (3.1) где p1, p3 – давления в сечениях I и III (см. рис. 2, а), Па; wz,3 – вертикальная проекция скорости в сечении III, м/с; wz,1 – вертикальная проекция условной скорости в сечении I, м/с; g – ускорение свободного падения, м/с2; z1, z3 – координаты сечений I и III по высоте помещения, отсчитываемые от уровня пола, м; – коэффициент гидравлического сопротивления на участке между сечениями I-III. Давление в сечении III равно атмосферному на высоте z3. В сечении I: pI= p1а+ pпс, где p1а – атмосферное давление на высоте z1, Па; pпс – среднее избыточное давление в ПС, Па. Тогда: p1 p3 в g (h ho ) pпс . 85 Тогда скорость подъема смеси газов и дыма из ПС в выходном сечении ДО (сечение III, рисунок 3.2, а), полученная из уравнения (3.1), равна: wz ,3 2 g (h ho ) в 2 2 pпс wz2,1 (1 ) , 2 2 (3.2) где pпс – среднее избыточное давление в ПС, Па. В соответствии с величиной скорости в сечении II (скорость в сечении II равна скорости в сечении III из уравнения неразрывности при стационарном течении через отверстие) столбик воздуха мгновенно за счет действия сил разряжения поднимается вверх на определенную высоту (образуется воронка 5, рисунок 3.2). При критическом режиме работы в ДО начинает поступать воздух из зоны холодного воздуха. В соответствии с одномерным уравнением Бернулли скорость подъема воздуха во входном сечении ДО (сечение II, рисунок 3.2, а), при которой столбик холодного воздуха поднимается на высоту h (см. рисунок 3.2, б), равна: wz ,кр 2 gh , (3.3) где wz,кр – вертикальная критическая скорость во входном сечении отверстия, м/с. Тогда число Фруда, при котором существует захват холодного воздуха, при одномерном приближении с учетом выражения (3.2) равно: Frкр wz2,кр gh 2, (3.4) где Frкр – критическое число Фруда. По теоретическим и экспериментальным данным, приведенным в [36], критическое число Фруда меняется в диапазоне от 1,1 до 2,1, что свидетельствует о влиянии трехмерности течения вблизи отверстия на величину расхода через отверстие, в частности, отрыв пограничного слоя на входе в ДО. Найдем критическое значение температуры ПС, при которой возникает явление ПД. 86 Приравняв выражения (3.2) и (3.3) для скорости (при установившемся течении wz,2=wz,3), получим, что отношение критического значения среднеобъемной температуры ПС к температуре холодного воздуха в помещении равно: T2,к, wz2,1 (1 ) pпс 2h , 1 h 2 gh1 h 2 gh1 h (3.5) где T2,кр T2,кр /Tв – безразмерная критическая температура ПС; T2,кр – критическая температура ПС, К; h hо / h – безразмерная высота ДО. При wz,1=pпс=0 формула (3.5) приводится к виду: T2,кр 2h . 1 h (3.6) Из равенств (3.5) и (3.6) видно, что поступление холодного воздуха в ДО при естественном побуждении происходит при достаточно высокой температуре ПС. Например, при wz,1=ho=pпс=0 и Tв=293 К: T2,кр=586 К=313оС. Массовый расход через ДО при одномерном подходе в случае отсутствия ПД равен: G 2 wz Fдо , (3.7) где G – массовый расход через ДО, кг/с; Fдо – площадь ДО, м2. В начале возникновения ПД массовый расход через ДО составляет: Gкр 2 wz ,кр Fдо , (3.8) где Gкр – критический массовый расход СДУ, кг/с. Для подтверждения достоверности предложенного одномерного подхода (в частности, формулы (3.5)) проведем численные эксперименты при свободном развитии модельного пожара в модельном МЗ ТЭС с использованием полевой модели (п. 2.2 главы 2). 87 3.3. Исходные данные для численного эксперимента Характеристики выбранного помещения для проведения численного эксперимента соответствуют реальным МЗ. Поэтому можно считать, что рассматривается модельный пожар в модельном МЗ. Помещение в форме параллелепипеда имеет размеры 302515 м. Свойства горючего вещества (турбинное масло) принимались по типовой базе горючей нагрузки [7]: низшая рабочая теплота сгорания QнР=41,9 МДж/кг; удельная массовая скорость выгорания уд=0,03 кг/(м2с); удельный коэффициент выделения окиси углерода LCO=0,122; удельный коэффициент потребления кислорода LО2=2,82. Размер площади пролива турбинного масла равен: 1,01,0 м, 2,02,0 м или 3,03,0 м. Мощность горения постоянна по времени и составляет соответственно Qп=1,26 МВт, Qп=5,04 МВт и Qп=11,34 МВт. Сторона квадратного ДО в потолке равна одному из следующих значений: aдо=1,0 м (dэ=1,35 м), aдо=1,5 м (dэ=1,69 м) и aдо=3,0 м (dэ=3,39 м). Открытая дверь имеет размеры: Fд=1,22 м. Безразмерная высота ДО изменялась в диапазоне h=08. Время включения СДУ (открытие ДО в перекрытии) изменялось в диапазоне д=1060 с. Для каждой мощности тепловыделения при пожаре вышеуказанное время подбиралось таким образом, чтобы наступил режим ПД. Оси симметрии открытой поверхности горючего материала, ДО и двери расположены на продольной оси симметрии помещения (см. рис. 3.3). Начальные условия задавались следующими: Tв = 293 К; атмосферное давление рв=1,013105 Па. Расчеты выполнялись с использованием программных продуктов [21, 27]. 88 3.4. Особенности термогазодинамической картины пожара при высоте дымоудаляющего отверстия, равной нулю В момент включения СДУ (открытие ДО в перекрытии) толщина ПС под ДО при N=20% (по правилу N процентов [42]) составляет: - д=10 с: h=0,62 м; - д=60 с: h=1,52 м (рис. 3.3, а). Далее, где не указано время открытия ДО, оно было равным д=60 с. Поля температур в продольном сечении помещения, проходящем через его ось симметрии, через 60 и 150 с (размер отверстия FДО=33 м) от начала горения представлены на рис. 3.3, где x, z – координаты вдоль длины и высоты помещения, соответственно, м. Зависимости массовых расходов, выходящих из помещения через ДО наружу после его открытия, в случае Qп=1,26 МВт с использованием программы [27] приведены на рисунке 3.4. Программа [21] определить вышеуказанные зависимости не позволяет. При одномерном расчете используются два подхода: - плотность и скорость смеси газов взяты по среднеобъемной температуре ПС в момент времени открытия отверстия 60 с (кривая 2, рисунок 3.4); - плотность и скорость смеси газов взяты по текущей средней температуре в плоскости входного сечения ДО (кривая 3, рисунок 3.4), определяемой из расчета по трехмерной полевой модели. Из рисунка 3.4 видно, что учет трехмерности течения приводит к существенному уменьшению величины массового расхода (кривая 1) по сравнению с одномерным подходом (кривые 2 и 3). Отношения расходов находятся в следующем диапазоне: - ДО размерами 1,21,2 м: G G1 0,65 1,34 ; 1 0,56 1,08 ; G3 G2 - отверстие 33 м: 89 G1 G 0,05 0,61 ; 1 0,04 0,63 ; G2 G3 где G1 – массовый расход, полученный с использованием трехмерной полевой модели, кг/с; G2, G3 – массовые расходы, полученные из одномерного расчета при исходных данных для кривых 2 и 3, соответственно, кг/с. а б 1 2 3 Рисунок 3.3 – Поля температур в продольном сечении помещения, проходящем через его ось симметрии, через 60 с (а) и 150 с (б) от начала пожара: 1 – открытая поверхность горючего материала; 2 – ДО; 3 – открытая дверь 90 G, кг/с G, кг/с а 1 2 3 4 5 6 7 8 9 , с б , с Рисунок 3.4 – Зависимости массовых расходов, выходящих из помещения наружу через ДО с размерами 1,21,2 м (а) или 33 м (б): 1 – полевая модель; ур. (3.7): 2 – плотность и скорость смеси газов взяты по среднеобъемной температуре ПС на момент времени 60 с; 3 – плотность и скорость смеси газов взяты по текущей средней температуре в плоскости входного сечения ДО; 4-9 – критический расход по формулам табл. 1 (соответственно порядковые номера в табл. 1.6 – 2, 1, 6, 5, 3, 4) 91 Поля температур в поперечном сечении помещения, проходящем через ось симметрии ДО, через 90 с от начала горения при различных временах включения СДУ показаны на рисунке 3.5. Из рисунка 3.5 видно, что образуется небольшая воронка, однако нет явления ПД. В то же время приведенные в литературе формулы (табл. 1.5) предсказывают начало ПД (кривые 4-9, рисунок 3.4, б). На отсутствие ПД указывает также то, что число Фруда, в которое входит средняя скорость в плоскости входного сечения ДО, существенно меньше критического значения: - при Fдо=1,21,2 м: через 90 с: Fr=0,15; через 150 с: Fr=0,22; - при Fдо=33 м: через 90 с: Fr=0,05; через 150 с: Fr=0,11. Распределения температур по вертикальной оси, проходящей через центр ДО, в различные моменты времени представлены на рисунке 3.6. Из рисунка 3.6 также видно, что нет захвата холодного воздуха СДУ. Однако существующие формулы для расчета критического расхода предсказывают присутствие ПД (кривые 4-9, рисунок 3.4, б). Толщина ПС в момент времени открытия ДО не повлияла на возникновение ПД. При соотношениях h<dэ/2 и h>dэ/2 ПД не появлялся, что видно из рисунка 3.5 (при разных временах д). 92 а б вв Рисунок 3.5 – Поля температур в поперечном сечении помещения, проходящем через ось симметрии ДО, через 90 с от начала пожара: а – ДО с размерами 1,21,2 м (д=60 с); б – 33 м (д=60 с); в – 33 м (д=10 с) 93 T, оС 1 2 4 5 3 z, м Рисунок 3.6 – Распределения температур по вертикальной оси, проходящей через центр ДО: 1 – перед открытием ДО (через 60 с от начала пожара); через 90 с от начала пожара: 2 – ДО с размерами 1,21,2 м; 3 – 33 м; через 150 с: 4 – 1,21,2 м; 5 – 33 м Выводы 1. В случае СДУ с естественным побуждением при высоте ДО, равной нулю, явление ПД в соответствии с одномерным подходом начинается, когда число Фруда равно 2 и среднеобъемная температура ПС в 2 раза больше температуры холодного воздуха. 2. Существующие формулы для расчета критического расхода не позволяют предсказать начало ПД в рассмотренной модельной задаче. 3. Величина массового расхода газовой смеси, выходящей из помещения наружу через ДО, полученная с использованием трехмерной математической модели, существенно меньше, чем при использовании одномерного подхода. 94 3.5. Влияние высоты дымоудаляющего отверстия на термогазодинамическую картину пожара В момент включения СДУ толщина ПС при N=20% (по правилу N процентов [42]) в случае Qпож=1,26 МВт составляет: - д=10 с: h=0,62 м; - д=60 с: h=1,52 м. Характерные поля температур до включения СДУ (а) и при возникновении ПД (б) с использованием программы [21] при Qпож=11,34 МВт и aДО=3 м представлены на рисунке 3.7, где x, z – координаты вдоль длины и высоты помещения соответственно, м. На рисунке 3.8 показаны зависимости безразмерной критической температуры ПС от безразмерной высоты ДО, полученные с использованием формул (3.5) и (3.6) и трехмерной полевой модели. В выражении (3.5) принималось, что pг = 7 Па (среднее значение в момент открытия ДО по результатам трехмерных расчетов). При пожаре в помещение характерные значения избыточного давления в ПС находятся в диапазоне pг = 520 Па [6, 7]. Расчеты показали, что в уравнении (3.5) величина члена уравнения wz2,1 (1 ) pпс не превышает 7 % от величины члена уравнения . 2 gh1 h 2 gh1 h При использовании программы [27] принималось, что Qпож=11,34 МВт и aДО=3 м. В этом случае: д=15 с и h=2,0 м. Для программы [21]: Qпож=5,04 МВт; aДО=1,5 и 3 м; д=520 с и h=0,31,3 м. Критическое число Фруда, в которое входит средняя скорость в плоскости входного сечения ДО, по программе [21] определить не удалось. При использовании программы [27]: Frкр=0,33. Полученное значение существенно меньше Frкр=2 (ур. (3.4)), полученного в одномерном приближении с учетом только гравитационных сил. Экспериментальные значения безразмерной критической температуры, полученные в работах [45, 46], также приведены на рисунке 3.8. 95 а б 1 2 3 Рисунок 3.7 – Поля температур в продольном сечении модельного помещения, проходящем через его ось симметрии, без СДУ (а) и при работе СДУ в режиме ПД (б): 1 – открытая поверхность горючего материала; 2 – ДО; 3 – открытая дверь 96 T2,кр 1 2 h Рисунок 3.8 – Зависимости безразмерной критической температуры ПС от безразмерной высоты ДО: расчет: 1 – формула (3.5); 2 – формула (3.6); – полевая модель [27]; о – полевая модель [21]; эксперимент: – [45]; – [46] Из рисунка 3.8 видно, что учет среднего избыточного давления в ПС приводит к существенному уменьшению величины безразмерной критической температуры по сравнению с одномерным подходом (выражение (3.6)), при котором учитывается только влияние подъемных сил. Так при hо=0: - T2,кр 2 , T2,кр=586 К=313оС (ур. (3.6)); - T2,кр 1,41 , T2,кр=413,1 К=140,1оС (ур. (3.5)). Зависимости безразмерных массовых расходов газовой смеси, выходящей из помещения наружу через ДО, от безразмерной высоты ДО в случае Qпож=11,34 МВт при Т2=343 К, h=0,5 м и aДО=1,2 м (программа [27]) показаны на рисунке 3.9. Обозначения на рисунке 3.9 следующие: Go – массовый расход через ДО при ho=0, кг/с; Gho – массовый расход через ДО при ho≠0, кг/с; G – безразмерный расход. 97 G 1 2 3 h Рисунок 3.9 – Зависимости безразмерных массовых расходов газовой смеси, выходящей из помещения наружу через ДО, от безразмерной высоты ДО: 1 – Ghо / Gо ; 2 – Gкр / Gо ; 3 – Gкр / Ghо Из рисунка 3.9 видно, что при h=4,8 возникает ПД: Gho=Gкр. Дальнейшее увеличение высоты ДО не приведет к увеличению расхода удаляемого дыма, так как при этом холодный воздух будет подниматься выше по ДО, блокируя поступление газовой смеси из ПС. Выводы 1. В случае СДУ с естественным побуждением на возникновение ПД существенно влияет высота стенки ДО. 2. Существует минимальная среднеобъемная температура ПС, при которой появляется ПД. Вышеуказанная температура зависит от высоты стенки ДО, толщины ПС, среднего избыточного давления в ПС, скорости движения газовой смеси в ПС, а также от коэффициента гидравлического сопротивления ДО. 3. Число Фруда не может являться критерием возникновения ПД, так как оно не учитывает среднеобъемное давление в ПС. 98 3.6. Математическое моделирование режима «поддува» работы системы дымоудаления с искусственным побуждением На рисунке 3.10, а представлена упрощенная схема ПС в условиях работы СДУ, а на рисунке 3.10, б - схема течения в момент начала захвата холодного воздуха, находящегося под ПС, СДУ (ПД). Условная нижняя граница ПС принимается по правилу «N процентов» [6]. а 8 h d 1 2 3 5 4 6 7 б 4 Рисунок 3.10 – Упрощенная схема ПС в условиях работы СДУ при расчетном режиме (а) и начале режима «поддува» (б): 1 – ПС; 2 – холодный воздух; 3 – ДО; 4 – нижняя граница ПС при отсутствии СДУ; 5 – нижняя граница ПС при наличии СДУ; 6 – воронка; 7 – полусферическая поверхность; 8 –направление движения смеси газов к вентилятору СДУ 99 При использовании зонного подхода принимаем следующие основные упрощения термогазодинамической картины течения в ПС: - существует резко выделенная граница между зонами ПС и холодного воздуха, при переходе через которую термогазодинамические параметры изменяются скачкообразно; - ПС равномерно прогрет и равномерно задымлен. Принимаем, что в уравнениях состояния идеального газа для воздуха и газовой смеси давления и газовые постоянные равны друг другу. В этом случае: 2T2 вTв , где Тв – температура холодного воздуха в помещении, К; T2 среднеобъемная температура ПС, К; в – плотность холодного воздуха в помещении, кг/м3; ρ2 среднеобъемная плотность смеси газов в ПС, кг/м3. При критическом режиме работы (начало ПД) в ДО начинает поступать воздух из зоны холодного воздуха. В соответствии с одномерным уравнением Бернулли вертикальная составляющая скорости подъема воздуха в его входном сечении, при которой столбик холодного воздуха поднимается на высоту h (см. рисунок 3.2, а): wкр 2 gh , (3.9) где wкр – критическая скорость во входном сечении отверстия, м/с; g – ускорение свободного падения, м/с2. Тогда в начале возникновения ПД критический массовый расход смеси газов и дыма, удаляемой вентилятором через ДО, составит: Gкр 2 wкр Fдo , (3.10) где Gкр – критический массовый расход вентилятора СДУ, кг/с; Fдо – площадь ДО, м2. Используется трехзонная модель, в которой объем помещения разбит на зоны конвективной колонки, ПС и холодного воздуха [7]. Принципиальная схема тепломассообмена в помещении для трехзонной модели в случае работы СДУ и приточной вентиляции имеет вид, показанный на 100 рисунке 3.11. Стрелками показаны направления течения газовой смеси и тепловые потоки. 2 6 5 1 3 7 4 8 Рисунок 3.11– Схема тепломассообмена в помещении с использованием зонной модели: 1 – стены; 2 – перекрытие; 3 – открытый проем; 4 – горючий материал; 5 – нижняя граница ПС; 6 – СДУ; 7 – приточная вентиляция; 8 – высота пламенной зоны; I – зона конвективной колонки; II – зона нагретого задымленного ПС; III – зона холодного воздуха; Qw1, Qw2, Qc, Qf – тепловые потоки, отводящиеся в стены (ниже и выше нижней границы ПС), потолок и пол соответственно, Вт; Qp – тепловой поток, излучаемый через проем, Вт; скорость газификации горючего материала, кг/с Высота нижней границы ПС находится из решения дифференциального уравнения (2.12), полученного из закона сохранения энергии для ПС [9]: Q 1 T2 Gд dz к G к пож , d в Fп c p вTв Fп вTв Fп (3.11) где zк – высота до нижней границы припотолочного слоя от открытой поверхности горючего материала, м; – время, с; Fп – площадь потолка помещения, м2; Gк – массовый расход газовой смеси, поступающей из конвективной колонки в при- 101 потолочный слой, кг/с; (Qw1 Qw2 Qc Q f Q p ) / Qпож коэффициент теплопотерь; Gд – массовый расход СДУ, кг/с. Начальное условие (при = 0) имеет вид: zk = Н–; где Н высота помещения, м; толщина горючего материала, м. Среднеобъемная температура и плотность в ПС слое находятся из решений дифференциального уравнения закона сохранения массы ПС и уравнения состояния идеального газа соответственно [7]: d 2 Gк Gд , d (3.12) p2 2 RT2 pв , (3.13) V2 где V2 – объем зоны ПС, м3; р2 – давление в зоне ПС, Па; рв – давление наружного воздуха при z=0, Па; R – газовая постоянная (принимается, что газовые постоянные воздуха и смеси продуктов горения и воздуха равны [7]), Дж/(кг∙К). 3.7. Исходные данные для численного эксперимента Рассматривается помещение в форме параллелепипеда размером 302515 м. Свойства горючего вещества (турбинное масло) принимаются по типовой базе горючей нагрузки [7]: низшая рабочая теплота сгорания QнР = 41,9 МДж/кг; удельная массовая скорость выгорания уд = 0,03 кг/(м2с); удельный коэффициент выделения оксида углерода LCO = 0,122; удельный коэффициент потребления кислорода LО2 = 2,82. Площадь пролива турбинного масла равна 1,01,0 м. Время стабилизации горения составляет 120 с. Мощность стабилизированного горения постоянна во времени: Qпож = 1,26 МВт. Площадь квадратного ДО в потолке: Fдо = 22 м. Открытый дверной проем имеет площадь: Fд = 1,22,0 м. Оси симметрии открытой поверхности горючего материала, ДО и двери расположены на продольной оси симметрии помещения (рисунок 3.12,б). 102 Объемные расходы вентилятора СДУ равны Wвт=30000, 60000 и 90000 м3/час. Время включения СДУ составляет 30 с. Начальные условия задавались следующими: Tв = 293 К; рв = 1,013105 Па. 3.8. Критические условия возникновения «поддува» при работе системы дымоудаления с искусственным побуждением Расчеты выполнялись с использованием программных продуктов [21, 27]. На рисунке 3.12 представлены характерные поля температур до включения СДУ (см. рис. 3.12, а) и при возникновении «поддува» (см. рисунок 3.12, б), полученные с использованием программы [27]. На рисунке 3.13 приведены зависимости высоты нижней границы ПС от времени с начала горения, полученные с использованием зонной и трехмерной полевой моделей при свободном развитии пожара (Wвт=0 м3/час) и при работе СДУ. Влияние «поддува» в зонной модели учитывалось с использованием коэффициента уменьшения расхода через ДО следующим образом: - kд=0: нет «поддува»; - kд=0,5: при «поддуве». Постоянная величина kд=0,5 принималась из условия совпадения с наименьшей погрешностью результатов расчета по зонной модели (кривая 4, рисунок 3.13) и по полевой модели (символ , рисунок 3.13). При включении СДУ «поддув» начинался сразу и продолжался до момента времени, когда толщина припотолочного слоя становилась достаточно большой и достигала критического значения при заданном расходе СДУ: hкр=3,54 м (см. рисунок 3.13). 103 а б 1 2 3 Рисунок 3.12 – 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 – ДО; 3 – открытая дверь 104 zк , м 1 2 3 4 «Поддув» Включение СДУ , с Рисунок 3.13 – Зависимости высоты нижней границы ПС от времени с начала горения: зонная модель: kд=0: 1 – Wвт=0 м3/час; 2 – Wвт=30000 м3/час; 3 – Wвт=60000 м3/час; kд=0,5: 4 – Wвт=60000 м3/час; – полевая модель [27] (Wвт=0 м3/час); о – полевая модель [21] (Wвт=0 м3/час); – полевая модель [21, 27] (Wвт=60000 м3/час) До момента времени окончания «поддува» кривые 2 и 4 (рисунок 3.13) практически совпадали. Это означает, что при фактической величине расхода вентилятора Wвт= 60000 м3/час объемный расход удаляемой смеси газов из припотолочного слоя составлял порядка Wд= 30000 м3/час. Таким образом, «поддув» привел к уменьшению расхода удаляемого дыма в 2 раза. На рисунке 3.14 приведены зависимости минимальной площади ДО (Fо,min, м2), при которой отсутствует «поддув», от толщины ПС при различных расходах вентилятора СДУ. 105 Fо,min, м2 1 2 3 h, м Рисунок 3.14 – Зависимости минимальной площади ДО, при которой отсутствует «поддув», от толщины ПС: 1 – Wвт=30000 м3/час; 2 – Wвт=60000; 3 – Wвт=90000 Из рисунка 3.14 видно, что при рассмотренных исходных данных задачи наибольшие изменения величины минимальной площади ДО ограничены диапазоном изменения h02 м. Например, при Wвт= 90000 м3/час: - h=0,1 м: Fо,min=17,8 м2; - h=2,0 м: Fо,min=4,0 м2. Таким образом, минимальная площадь ДО изменилась в зависимости от толщины ПС в 4,45 раза. Вывод Режим ПД существенно снижает расход удаляемой смеси продуктов горения и дыма из ПС. В рассмотренном модельном примере вышеуказанный расход уменьшился примерно в 2 раза. 106 3.9. Учет режима «поддува» в зонной математической модели При работе СДУ с естественным побуждением в соответствии с результатами, полученными в данной главе, СДУ работает в расчетном режиме в том случае, когда средняя температура ПС меньше критической температуры ПС, определяемой из уравнения (3.5): 2h wz2,1 (1 ) pг Tв . T2 Tг,крTв 1 h г gh1 h 2 gh1 h (3.14) Массовый расход СДУ при расчетном режиме определяется в соответствии с формулами (3.2) и (3.7): G p2 wz Fo , R2T2 wz 2 g (h ho ) в г 2 pг wz2,1 (1 ) . г г (3.15) (3.16) Массовые расходы смеси газов, удаляющейся через ДО из ПС СДУ с искусственным побуждением, определяются следующим образом: - при wz<wкр: Gд=Gвт; - при wzwкр: Gд=kдGвт; где wz Gвт – вертикальная составляющая скорости во входном сечении ДО, 2 Fдo м/с; Gвт – массовый расход вентилятора СДУ, кг/с; kд – коэффициент уменьшения расхода через ДО из-за ПД. Критическая скорость wкр определяется из уравнения (3.3). Коэффициент уменьшения расхода kд находится из уравнения (2.34). 3.10. Выводы по третьей главе 1. В случае СДУ с естественным побуждением на возникновение ПД существенно влияет высота стенки ДО. 107 2. Существует минимальная среднеобъемная температура ПС, при которой появляется ПД. Вышеуказанная температура зависит от высоты стенки ДО, толщины ПС, среднего избыточного давления в ПС, скорости движения газовой смеси в ПС, а также от коэффициента гидравлического сопротивления ДО. 3. Число Фруда не может являться критерием возникновения ПД, так как оно не учитывает среднеобъемное давление в ПС. 4. Для предотвращения ПД в случае работы СДУ с искусственным побуждением для каждого расхода вентилятора существует критическое минимальное значение площади ДО, которое существенно зависит от толщины ПС в момент включения СДУ. 108 ГЛАВА 4. ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИКИ ОПАСНЫХ ФАКТОРОВ ПОЖАРА В МАШИННЫХ ЗАЛАХ ТЭС ВЬЕТНАМА 4.1. Исходные данные Рассматривается помещение МЗ ТЭС Зуен Хай в форме параллелепипеда с размерами 180,53033,9 м. В качестве наиболее опасного сценария развития пожара принимаем следующий: - размер площади пролива турбинного масла: 4,04,0 м (дальнейшие расчеты показали, что при большей площади пролива обеспечить безопасную эвакуацию с данной СДУ невозможно); - геометрический центр пролива совпадает с геометрическим центром пола МЗ; - происходит мгновенное возгорания пролива турбинного масла по всей поверхности пролива со скоростью выгорания, соответствующей стабилизированному горению; - на отметке +29.300 находится ремонтная бригада в количестве 4 чел. Упрощенная схема МЗ представлена на рисунке 4.1. План на отметке 0.000 и поперечный разрез МЗ ТЭС Зуен Хай приведены на рисунке 4.2. Свойства горючего вещества (турбинное масло) принимались по типовой базе горючей нагрузки [7]: низшая рабочая теплота сгорания QнР=41,9 МДж/кг; удельная массовая скорость выгорания уд=0,03 кг/(м2с); удельный коэффициент выделения окиси углерода LCO=0,122; удельный коэффициент потребления кислорода LО2=2,82. Размеры квадратных ДО для удаления дыма в потолке равны: Fдо=2,22,2 м (dэ=2,48 м). Открытые двери имеет размеры: Fд=1,22 м. Ось симметрии открытой поверхности горючего материала расположена на продольной оси симметрии помещения (см. рисунок 4.1). 109 Рассматривается пять вариантов развития пожара, отличающиеся количеством включенных вентиляторов СДУ и расходом удаляемой смеси продуктов горения и дыма: - свободное развитие пожара (вариант_01); - работа одного вентилятора СДУ с расходом Wг=96250 м3/час (вариант_02); - работа 6-ти вентиляторов СДУ с расходом на 1 вентилятор Wг=96250 м3/час (вариант_03); - работа 30-ти вентиляторов СДУ с расходом на 1 вентилятор Wг=96250 м3/час (вариант_04); работа - вентиляторов 6-ти СДУ с расходом на 1 вентилятор Wг=96250/6=16042 м3/час (вариант_05). Оценочный расход удаляемого дыма определялся по формуле (1.2) с учетом уточнений, предложенный в [4] (при этом высота незадымляемой зоны совпадала с высотой рабочей зоны, на которой находилась ремонтная бригада): Wг=96250 м3/час. Начальные условия задавались следующими: Tв = 293 К; рв= 1,013105 Па. 16 1 2 3 17 4 18 19 5 6 1 20 7 21 8 2 9 22 23 10 11 24 12 25 13 26 14 27 28 29 30 15 3 Рисунок 4.1– Схема МЗ ТЭС Зуен Хай: 1 – пролив жидкого горючего вещества; 2 – вентиляторы СДУ; 3 – открытые проемы; 1-30 – номера вентиляторов СДУ 110 Рисунок 4.2 – План на отметке 0.000 и поперечный разрез МЗ ТЭС Зуен Хай 111 4.2. Время блокирования путей эвакуации ОФП в МЗ ТЭС с учетом работы системы дымоудаления Расчет выполнен с использованием программного комплекса [21] (полевая модель) и программного комплекса [27] (зонная модель). Характерные поля температур в различные моменты времени при различных вариантах развития пожара представлены на рисунках 4.3-4.7. Анализ результатов расчета показывает, что при работе СДУ режим ПД отсутствует только при варианте_05 развития пожара. Зависимости от времени с начала пожара дальности видимости на высоте рабочей зоны на отметке +29.300 приведены на рис. 4.8-4.12. Из рисунков 4.8-4.12 видно, что время блокирования путей эвакуации по потере видимости и необходимое время эвакуации на отметке +29.300 в случае наиболее опасного сценария развития пожара равно: - сценарий_01: кр =46 с; н=36,8 с; п.в. - сценарий_02: кр =40 с; н=32,0 с; п.в. - сценарий_03: кр =40 с; н=32,0 с; п.в. - сценарий_04: кр =85 с; н=68,0 с; п.в. - сценарий_05: кр =178 с; н=142,4 с. п.в. Расчетное время (р) определялось при условии отсутствия маломобильных групп населения. Плотность людского потока была меньше величины D < 0,05 м2/м2. В соответствии с [3] скорость движения людского потока составляла: - горизонтальный путь: v = 100 м/мин.; - лестница вниз: v = 100 м/мин.; - лестница вверх: v = 60 м/мин. 112 Длины горизонтальных участков путей эвакуации шириной 3 м на отметках 4,00 м принимались равными 108 м, на отметках +6,40, +13,70, +24,00 и +29,30 м составляли 120 м. Время начала эвакуации (нэ) принималось равным 0,5 мин. для различных уровней МЗ и 2 мин. для уровней производственного корпуса, расположенных ниже уровня пола МЗ. Расчетное время (р) определялось при условии отсутствия маломобильных групп населения и составляло: р=2,25 мин.=135 с. Сравнив величины необходимого и расчетного времени эвакуации на отметке +29.300, можно сделать вывод, что условие безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС выполняется только при варианте_05 развития пожара, при котором отсутствует появление «поддува». Вывод: условие безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Зуен Хай Вьетнама выполняется только при работе СДУ с механическим побуждением в случае отсутствия режима ПД. 113 а б Рисунок 4.3 – Характерные поля температур в продольном сечении МЗ при варианте_01 развития пожара (свободное развитие пожара): а – через 90 с от начала пожара; б – через 180 с от начала пожара 114 а б Рисунок 4.4 – Характерные поля температур в продольном сечении МЗ при варианте_02 развития пожара: а – через 90 с от начала пожара; б – через 180 с от начала пожара 115 а б Рисунок 4.5 – Характерные поля температур в продольном сечении МЗ при варианте_03 развития пожара: а – через 90 с от начала пожара; б – через 180 с от начала пожара 116 а б Рисунок 4.6 – Характерные поля температур в продольном сечении МЗ при варианте_04 развития пожара: а – через 90 с от начала пожара; б – через 180 с от начала пожара 117 а б Рисунок 4.7– Характерные поля температур в продольном сечении МЗ при варианте_05 развития пожара: а – через 90 с от начала пожара; б – через 180 с от начала пожара 118 Рисунок 4.8 – Зависимости от времени с начала пожара дальности видимости на высоте рабочей зоны на отметке +29.300 при варианте_01 развития пожара (свободное развитие пожара) Рисунок 4.9 – Зависимости от времени с начала пожара дальности видимости на высоте рабочей зоны на отметке +29.300 при варианте_02 развития пожара 119 Рисунок 4.10 – Зависимости от времени с начала пожара дальности видимости на высоте рабочей зоны на отметке +29.300 при варианте_03 развития пожара Рисунок 4.11 – Зависимости от времени с начала пожара дальности видимости на высоте рабочей зоны на отметке +29.300 при варианте_04 развития пожара 120 Рисунок 4.12 – Зависимости от времени с начала пожара дальности видимости на высоте рабочей зоны на отметке +29.300 при варианте_05 развития пожара 121 4.3. Практические рекомендации по расчету необходимого времени эвакуации и обеспечению безопасной эвакуации людей из машинных залов ТЭС Вьетнама При определении необходимого времени эвакуации людей при пожаре в МЗ ТЭС необходимо учитывать следующие факторы, не учитываемые в современных научных и нормативных методиках расчета: - высота ДО; - возникновение режима ПД при работе СДУ. Расчет динамики ОФП выполняется с использованием полевой модели (при одном-двух вариантах расчетов) или предложенной модифицированной зонной модели. Для проверки выполнения условия обеспечения безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС необходимо провести следующие расчеты [19]: - определение расчетного (фактического) времени эвакуации; - определение необходимого времени эвакуации при свободном развитии пожара. Если условие безопасной эвакуации не выполняется, то проводятся многовариантные расчеты необходимого времени эвакуации с использованием модифицированной зонной модели при различных параметрах СДУ. Из анализа результатов расчета находятся параметры СДУ, обеспечивающие выполнение условия безопасной эвакуации людей из машинного зала. Если при работе СДУ возникает режим ПД, при котором не выполняется условие безопасной эвакуации персонала, то необходимо регулировать массовый расход СДУ для предотвращения наступления ПД. При СДУ с искусственным побуждением система регулирования массового расхода СДУ должна включать в себя следующие основные элементы: - детекторы определении толщины ПС; - датчики измерения температуры в ПС; - программируемое реле регулирования частоты вращения вентилятора СДУ. 122 Принцип работы системы регулирования массового расхода СДУ с искусственным побуждением заключается в том, что в каждый момент времени (или дискретно с заданным шагом по времени): - определяется средняя температура ПС; - находится толщина ПС; - определяется критическая скорость в соответствии с уравнением (3.3); - из уравнения (3.10) находится критический расход СДУ; - по критическому расходу СДУ и расходной характеристике вентилятора определяется частота вращения вентилятора, при которой наступает ПД; - устанавливается частота вращения вентилятора, при которой расход вентилятора меньше (с коэффициентом запаса 0,8) критического расхода. При СДУ с естественным побуждением система регулирования массового расхода СДУ должна включать в себя следующие основные элементы: - детекторы определении толщины ПС; - датчики измерения температуры и давления в ПС. Принцип работы системы регулирования массового расхода СДУ с естественным побуждением заключается в том, что в каждый момент времени (или дискретно с заданным шагом по времени): - определяется средняя температура ПС; - определяется среднее давление в ПС; - находится толщина ПС; - определяется критическая температура в соответствии с уравнением (3.5); - при выполнении условия (3.14) режима ПД нет; - если условие (3.14) не выполняется, то необходимо уменьшить высоту ДО до величины, при которой соотношение (3.14) выполняется. 4.4. Выводы по четвертой главе 1. Проверка выполнения условия безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Зуен Хай показала, что расчет времени блокирования путей эвакуации ОФП и вы- 123 бор параметров СДУ с искусственным побуждением необходимо проводить с учетом режима ПД или недопущения ПД. 2. Результаты численных экспериментов показали, что условие безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Вьетнама выполняется только при условии работы СДУ с механическим побуждением при недопущении появления режима ПД. 3. Для недопущения появления режима ПД при СДУ с искусственным побуждением необходимо разработать систему регулирования работой вентиляторов СДУ, которая в зависимости от динамики развития ОФП регулирует три основных параметра: - количество включенных вентиляторов СДУ; - расположение включенных вентиляторов; - массовый расход каждого вентилятора. 4. Для недопущения появления режима ПД при СДУ с естественным побуждением необходимо регулировать высоту ДО. 5. Разработанная методика расчет а времени блокирования путей эвакуации ОФП имеет достаточную для инженерного метода расчета точность, отражают основные особенности термогазодинамической картины пожара в МЗ и позволяет учесть влияние работы СДУ как в расчетном режиме, так и в режиме ПД. 124 ЗАКЛЮЧЕНИЕ 1. Проблемы противопожарной безопасности в МЗ ТЭС Вьетнама с точки зрения эвакуации людей являются наиболее острыми и до конца не решенными. Безопасная эвакуация людей из МЗ ТЭС Вьетнама невозможна без работы СДУ. Возникновение режима ПД не позволяет обеспечить выполнение условия безопасной эвакуации. Однако разработка систем противопожарной защиты МЗ выполняется с использованием инженерных методов расчета, не учитывающих режим ПД. 2. Термогазодинамическая картина пожара в МЗ является сложной, существенно трехмерной и нестационарной, экспериментально и теоретически слабо изученной в условиях работы СДУ в режиме ПД. В литературе отсутствуют достаточно надежные методы расчета возникновения ПД и определения расхода удаляемого дыма при ПД. 3. Разработана методика расчета времени блокирования путей эвакуации ОФП МЗ ТЭС с использованием предложенной модифицированной зонной и полевой моделей расчета динамики ОФП в условиях работы СДУ, которая впервые позволяет: - определить минимальную среднеобъемную температуру ПС, при которой появляется ПД, в зависимости от высоты стенки ДО, толщины ПС, перепада давлений по высоте внутри и снаружи ДО, скорости движения газовой смеси в ПС, а также от коэффициента гидравлического сопротивления ДО при работе СДУ с естественным побуждением; - найти максимальный расход вентилятора СДУ, при котором появляется ПД; - определить возникновение ПД и уменьшение расхода удаляемого дыма при работе СДУ с естественным и искусственным побуждением в режиме ПД; - сделать выбор параметров СДУ (площадь, количество, расположение и высота стенки ДО, расход вентилятора), при которых исключается появление ПД. 4. Проведено тестирование предложенной модифицированной зонной математической модели на экспериментальных данных, полученных в условиях ре- 125 жима ПД работы СДУ, и на результатах численных экспериментов, выполненных с использованием трехмерной полевой модели расчета термогазодинамики пожара. Показано, что разработанная методика расчета имеет достаточную для практических целей точность, отражает основные особенности термогазодинамической картины пожара в МЗ и позволяет учесть влияние работы СДУ как в расчетном режиме, так и в режиме ПД. 5. Разработанная методика позволяет определить для предотвращения ПД в случае работы СДУ с искусственным побуждением для каждого расхода вентилятора количество ДО и минимальное значение площади ДО, которое существенно зависит от толщины ПС в момент включения СДУ. 6. Доказано, что для обеспечения выполнения условия безопасной эвакуации людей из МЗ ТЭС Вьетнама необходима разработка дополнительных противопожарных мероприятий (например, установка автоматизированной системы регулирования массового расхода СДУ с механическим побуждением). 126 Список сокращений и условных обозначений ДО дымоудаляющее отверстие; СДУ система дымоудаления; КК конвективная колонка; МЗ машинный зал; ОФП опасный фактор пожара; ПД – «поддув» (plugholing); ПС припотолочный дымовой слой; ТЭС тепловая электростанция. 127 Литература 1. ФЗ №123. Технический регламент о требованиях пожарной безопасности. – М.: ФГУ ВНИИПО МЧС России, 2008. – 156 с. 2. Федеральный закон «О техническом регулировании» (собрание законодательства Российской Федерации, 2002, № 52 (ч.1) ст.5140). 3. ГОСТ 12.1.00491 ССБТ. Пожарная безопасность. Общие требования. М.: Госстандарт России, 1992. 78 с. 4. Нгуен, Т. Х. Методика расчета необходимого времени эвакуации людей при пожаре в машинных залах ГЭС Вьетнама в условиях работы системы дымоудаления : автореф. дис. ... канд. техн. наук : 05.26.03 / Нгуен Тхань Хай. – М., 2010. – 24 с. 5. Viot, J. Characterization of the Plug-holing Phenomenon for the Exhausting of a Low Density Gas Layer / J. Viot, O. Vauquelin, N. Rhodes // 14th Australasion Fluid Mechanics Conference. Adelaide University. Adelaide. Australia. 10-14 December. - 2001. - P. 529-532. 6. Пузач, С. В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение при решении практических задач пожаровзрывобезопасности / С. В.Пузач.. М.: Академия ГПС МЧС России, 2005. 336 с. 7. Кошмаров, Ю. А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении. Учебное пособие / Ю. А.Кошмаров. – М.: Академия ГПС МВД России, 2000. – 118 с. 8. Саксон, Р. Атриумные здания / Р. Саксон. - М.: Стройиздат, 1987. 135 с. 9. Lougheed, G. D. Basic Principles of Smoke Management for Atriums / G. D. Lougheed // Construction Technology Update. – 2000. – N. 47. – P. 1-6. 10. Saxon, R. Atrium buildings: development and design / R. Saxon. – London: The Architectural Press, 1983. 11. Иевлев, В. М. Турбулентное движение высокотемпературных сплошных сред / В. М. Иевлев. - М.: Наука, 1975. - 256 с. 12. Лойцянский, Л. Г. Механика жидкости и газа / Л. Г. Лойцянский. - М.: Наука, 1987. - 840 с. 13. Нгуен, Тхань Хай. Неоднородность температурного поля в газовом задымленном нагретом припотолочном слое при модельном пожаре в кинотеатре / Тхань Хай Нгуен, С.В.Пузач, О.С.Лебедченко // Промышленное и гражданское строительство. М., 2009, № 2 – С. 31-32. 14. 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. 15. Корн, Г. Справочник по математике для научных работников и инженеров / Г. Корн, Т. Корн. - М.: Наука, 1968. - 720 с. 128 16. Шлихтинг, Г. Теория пограничного слоя / Г. Шлихтинг. - М.: Наука, 1974. - 540 с. 17. Методика определения расчетных величин пожарного риска в зданиях, сооружениях и строениях различных классов функциональной пожарной опасности. Приложение к приказу МЧС России от 30.06.2009 № 382. 18. Методика определения расчетных величин пожарного риска на производственных объектах. Приложение к приказу МЧС России от 10.07.2009 № 404. 19. Изменения, вносимые в методику определения расчетных величин пожарного риска на производственных объектах, утвержденную приказом МЧС России от 10.07.2009 № 404. Приложение к приказу МЧС России №649. 20. Методика определения расчетных величин пожарного риска в зданиях, сооружениях и строениях различных классов функциональной пожарной опасности. Приложение к приказу МЧС России от 30.06.2009 № 382 (в редакции приказа № 749). 21. McGrattan, K. Fire Dynamics Simulator (Version 6) / K. McGrattan, B. Klein, S. Hostikka, J. Floyd // National Institute of Standards and Technology. Special Publication. 1018. – 2013. - 149 p. 22. Патанкар, С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости/ С. Патанкар. - М.: Энергоатомиздат, 1984. 152 с. 23. Снегирев, А. Ю. Численное моделирование турбулентной конвекции в помещении при наличии очага загорания / А. Ю.Снегирев, Л. Т. Танклевский // Теплофизика высоких температур. - 1998. - Т. 36, № 6. - С. 973-983. 24. Spalding, D. B. Older and newer approaches to the numerical modelling of turbulent combustion / D. B. Spalding // 3-rd International Conference on Computers in Reciprocating Engines and Gas Turbines. - London: IMochE, 1996. - p. 25-37. 25. Welch, S., Rubini P. SOFIE: Simulation of Fires in Enclosures / S. Welch, P. Rubini // User Guide. United Kingdom: Cranfield University. - 1996. - 340 p. 26. Пузач, С.В. Полевая модель расчета тепломассообмена при пожаре / С.В. Пузач.– М.: Академия ГПС МЧС России, 2003. – 84 с. 27. 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 8.12.2006 г. 28. Пузач, С.В. Определение огнестойкости строительных конструкций с учетом параметров реального пожара. Свидетельство об официальной регистрации программы № 2006614237 в Федеральной службе по интеллектуальной собственности, патентам и товарным знакам от 8.12.2006 г. 29. Есин, В. М. Введение к каталогу № 3 ООО «ВЕЗА». Вып. № 1/ В. М. Есин.– М.: ООО «ВЕЗА», 2003. 129 30. Карькин, И.Н.Работа в программном комплексе FireCat для расчета индивидуального пожарного риска / И.Н. Карькин. 2014. - 27 c. 31. Микеев, А.К. Противопожарная защита АЭС / А.К. Микеев. 1990. - 432 c. 32. Серков, Б. Б., Фирсова Т. Ф. К вопросу о современном подходе к обеспечению противопожарной защиты зданий / Б. Б. Серков, Т. Ф. Фирсова // Пожары и чрезвычайные ситуации: предотвращение, ликвидация. – 2009. - №2. – С. 25-32. 33. Белешников, И. Л. Судебно-медицинская оценка содержания цианидов в органах и тканях людей, погибших в условиях пожара / Дис. канд. мед. наук. Санкт-Петербург, 1996. 34. Beard, A.N. Fire safety in tunnels / A.N. Beard // Fire Safety Journal. – 2009. – Vol. 44. - N2. – pp. 276–278. 35. Chow, W. K., Li J. Review on Design Guides for Smoke Management Systeminan Atrium / W. K.Chow, J. Li // Int. Journal on Engineering Performance. Based Fire Codes, 2005, vol. 7, no. 2, pp. 65-87. 36. Linjie, Li. Research on the Phenomenon of Plug-holing under Mechanical Smoke Exhaust in Tunnel Fire / Li. Linjie, Gao. Zihe, Ji. Jie, Han .Jianyun, Sun. Jinhua // 9th Asia-Oceania Symposium on Fire Science and Technology. Procedia Engineering 62. 2013. pp. 1112-1120. 37. Ghosh, B. K. Effect of plugholing in fire smoke ventilation / B. K. Ghosh // BRE Client ReportCR 50/95, Garston, BRE, 1995. 56 p. 38. Cooper, L. Y. Smoke and Heat Venting / L. Y. Cooper // SFPE Handbook of Fire Protection Engineering (3rd ed.) Society of Fire Protection Engineers and National Fire Protection Association, Boston, MA, USA (Chapters 3-9), 2002. 222 p. 39. Tanaka, T. Two layer zone smoke transport model / T. Tanaka, S. Yamada // Fire Science and Technology, 2004, vol. 23, no. 1, pp. 1-44. 40. Lubin, B. T., Springer G. S. The formation of a dip on the surface of a liquid draining from a tank / B. T.Lubin, G. S. Springer // Journal Fluid Mech. Vol 29, part 2, pp.385-390, 1967. 41. Turner, J. S. Buoyancy Effects in Fluids / J. S. Turner // Cambridge University Press, 1973 42. Chow, W. K. Determination of the Smoke Layer Interface Height for Hot Smoke Tests in Big Halls / W. K. Chow // Journal of Fire Sciences.- 2009. – V. 27. – March. – pp. 125-140. 43. Lougheed, G. D., Hadjisophocieus G. V. Опасность задымления при пожаре в высоких помещениях / G. D. Lougheed, G. V. Hadjisophocieus // АВОК. – 2001. – № 6. – С. 53–57. 44. Milke, J. A. Effectiveness of High-Capacity Smoke Exhaust in Large Spaces / J. A. Milke // Journal of Fire Protection Engineering. – 2003. – V. 13, May. – pp. 111-128. 45. Ji, J. A study of the effect of plug-holing and boundary layer separation on natural ventilation with vertical shaft in urban road tunnels fires / J. Ji, Z.H. Gao, C.G. Fan, W. Zhong, J.H. Sun // Int. J. of Heat and Mass Transfer. – 2012. - N 55. P. 6032-6041. 130 46. Ji, J. Large Eddy Simulation of stack effect on natural smoke exhausting effect in urban road tunnels fires / J. Ji, Z.H. Gao, C.G. Fan, J.H. Sun // Int. J. of Heat and Mass Transfer. - 2013. – N 66. – P. 531-542. 47. Пузач, С.В. Новые представления о расчете необходимого времени эвакуации людей и об эффективности использования портативных фильтрующих самоспасателей при эвакуации на пожарах / С.В. Пузач, А.В. Смагин, О.С. Лебедченко, Е.С. Абакумов.- М.: Академия ГПС МЧС России, 2007. – 222 с. 48. Драйздейл, Д. Введение в динамику пожаров / Д. Драйздейл.- М.: Стройиздат, 1988. - 340 с. 49. NFPA 92B. Standard for Smoke Management Systems in Malls, Atria, and Large Spaces. – 2005. 50. 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. 51. Кутателадзе, С. С. Основы теории теплообмена / С. С. Кутателадзе. М.: Атомиздат, 1979. 416 с. 52. Smagorinsky, J. General circulation experiments with the primitive equations / J. Smagorinsky // Month.Weath. Rev. – 1963. – V. 91. – P. 99-164. 53. Hinkley, P.L. Large-scaled Experiments with Roof Vents and Sprinklers. Part 1. Temperature and Velocity Measurements / P.L. Hinkley, G.O. Hansel, N.L. Marshal, R. Harrison // Fire Science and Technology. – 1993. – V. 13, N.1. – pp. 19-41. 54. Оцисик, М. Н. Сложный теплообмен / М. Н. Оцисик. - М.: Мир, 1976. - 616 с. 55. Heselden, A.M. “Study of fire and smoke relevant in tunnels”, Second International Symposium on the Aerodynamics and Ventilation of Vehicle Tunnels / A.M. Heselden. –Cambridge, BHRA, 1976. 56. John, H.K. Prevent plugholing: Smoke control done right / H.K. John // Consulting Specifying Engineer. - 2010. – V. 44, N 5. – pp. 28-33. 57. John, H.K. Basics of Atrium Smoke Control / H.K. John // ASHRAE Journal. – 2012. – pp. 36-46. 58. Есин, В. М. Пожарная профилактика в строительстве / В. М. Есин, В. И. Сидорук, В. Н. Токарев.– М.: ВИПТШ МВД РФ, 1995. 59. Matsuyama, K. Systematic Experiments of Room and Corridor Smoke Filling for Use in Calibration of Zone and CFD Fire Models for Engineering Fire Safety Design of Buildings / K. Matsuyama, M. Mizuno, T.Wakamatsu // Fire Science and Technology. – 2001. – V. 21, N 1. – pp. 43-55. 60. Matsuyama, K. Closed-form Equations for Room Smoke Filling during an Initial Fire / K. Matsuyama, M. Mizuno, T.Wakamatsu // Fire Science and Technology. – 1999. – V. 19, N 1. – pp. 2738. 131 61. Chow, W. K. Simulation of an Atrium Fires Using CCFM.Vents / W. K. Chow // Journal of Fire Protection Engineering. – 1993. – V. 5, N 1. – pp. 1-9. 62. Jia, F., Galea E. R., Patel M. K. The Numerical Simulation of Enclosure Fires Using CFD Fire Field Model Coupled With a Pyrolysis Based Solid Fuel Combustion Submodel – a First Approximation / F. Jia, E.R. Galea, M.K. Patel // Journal of Fire Protection Engineering. – 1999. – V. 9, N 4. – pp. 1-17. 63. Mingchun, Luo. Varifications of Fire Models for Fire Safety System Design / Luo. Mingchun, He. Yaping // Journal of Fire Protection Engineering. – 1999. – V. 9, N 2. – pp. 1-13. 64. Chow, W. K. 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. – V. 23. – September. – pp. 429-444. 65. Chow, W. K. Natural Smoke Filling in Atrium with Liquid Pool Fires up to 1.6 MW / W. K. Chow, Y. Z. Li , E. Cui, R. Huo // Building and Environment. – 2001. – N 36. – pp. 121-127. 66. 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. 67. Puzach, S. V. Mathematical Modeling of Heat and Mass Transfer in Fire in a Compartment of Complex Geometry / S. V. Puzach, V. G. Puzach // Heat Transfer Research. – 2005. – Issue 7. – Р. 585–600. 68. Puzach, S. V. Certain Regularities of Heat and Mass Transfer Through an Open Aperture in Fire in the Compartment / S. V. Puzach, V. G. Puzach, V. M. Kazennov // Heat Transfer Research. – 2005. – Issue 7. – Р. 615–622. 69. 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. 68–73. 70. Абдурагимов, И. М. Физико-химические основы развития и тушения пожаров / И. М. Абдурагимов, В. Ю. Говоров, В. Е. Макаров.– М.: ВИПТШ МВД СССР, 1980. – 256 с. 71. Автоматизированная информационная система по требованиям пожарной безопасности в строительстве «Экспертиза». М. ВНИИПО, 2003. 72. Присадков, В.И. Аналитические модели оценки высоты незадымленной зоны в атриуме / В.И. Присадков, В.В. Лицкевич, А.В. Федоринов // Пожарная безопасность. 2001. № 3. С. 64-70. 73. Молчадский, И. С. Пожар в помещении / И. С. Молчадский.– М.: ВНИИПО 2005. – 456 с. 74. Кошмаров, Ю. А. Термогазодинамика пожаров в помещениях / В. М. Астапенко, Ю. А. Кошмаров, И. С. Молчадский, А. Н. Шевляков. М.: Стройиздат, 1986. 370 с. 132 75. Абросимов, Ю. Г. Методические указания к выполнению курсовой работы по прогнозированию опасных факторов пожара в помещении / Ю. Г. Абросимов, В. В. Андреев, Ю. С. Зотов, Ю. А. Кошмаров, С. В. Пузач, Р. Н. Рамазанов. М.: МИПБ МВД РФ, 1997. 65 с. 76. Пузач, С. В. Трехмерное математическое моделирование начальной стадии пожара в помещении / С. В. Пузач // Инженерно-физический журнал. 2000. Т. 73, № 3. С. 621626. 77. Пузач, С. В. Математическое моделирование тепломассообмена при решении задач пожаровзрывобезопасности / С. В. Пузач. М.: Академия ГПС МЧС России, 2003. 150 с. 78. Пузач, С. В. Особенности тепломассообмена при горении жидкой горючей нагрузки в помещении с открытым проемом / С. В. Пузач // Инженерно-физический журнал. 1999. Т. 72, № 5. С. 10251032. 79. Кошмаров, Ю. А. Теплотехник а/ Ю. А. Кошмаров.– М.: ИКЦ «Академкнига», 2006. – 501 с. 80. Ройтман, М. Я. Пожарная профилактика в строительном деле / М. Я. Ройтман. М.: Стройиздат, 1985. 590 с. 81. Иванников, В. П. Справочник руководителя тушения пожара / В. П. Иванников, П. П. Клюс. – М.: Стройиздат, 1987. – 288 с. 82. Повзик, Я. С. Справочник руководителя тушения пожара / Я. С. Повзик. – М.: ЗАО «Спецтехника», 2000. – 361 с. 83. Повзик, Я. С. Пожарная тактика / Я. С. Повзик. – М.: ВИПТШ МВД СССР, 1984. – 480 с. 84. Абдурагимов, И. М. Процессы горения / И. М. Абдурагимов, А. С. Андросов, Л. К. Исаева, Е. В. Крылов.– М.: ВМПТШ МВД СССР, 1984. – 268 с. 85. Пузач, С. В. Некоторые закономерности радиационного теплообмена при пожаре на объектах энергетики / С. В. Пузач // Известия РАН. Энергетика. – 2003. – № 6. – С. 145–152. 86. Пузач, С. В. Некоторые особенности тепломассообмена при пожаре в атриуме / С. В. Пузач, В. Г. Пузач // Инженерно-физический журнал. – 2006. – Т. 79, № 5. – С. 135–146. 87. Статистика пожаров в ГЭС и ТЭС Вьетнама. ГУПО Вьетнама. 2012. 88. TCVN 3254-1989. Пожарная безопасность. Общие требования. (на Вьетнамском языке) 89. TCVN 2622-1995. Противопожарная защита зданий и сооружений. Общие требований (на Вьетнамском языке) 90. TCXDVN 315:2004: ГЭС Цон Ла. Общие требования о технический безопасности. 91. TCXDVN 335:2005 ГЭС Цон Ла. Стандарт о технический проектирования. 92. DiNenno, P. J. Handbook of Fire Protection Engineering. Third Edition / P. J. DiNenno, D. Drysdale, C. L. Beyler. – Quincy, Massachusetts: NFPA, SFPE, 2002. – 1604 p. 133 93. Harrison, R., Spearpoint M. Entrainment of Air into a Balcony Spill Plume / R. Harrison, M. Spearpoint // Journal of Fire Protection Engineering. – 2006. - V. 16, August. – pp. 211-245. 94. Drysdale, D. An Introduction to Fire Dynamic. Second Edition / D. Drysdale. – N.J.: John Wiley, 1999. – 449 p. 95. Chow, Yi. L., Li W.K., Huo R. A Simple Two-layer Zone Model on Mechanical Exhaust in an Atrium / Yi. L. Chow, W.K. Li, R. Huo. // Building & Environment. – 2005. – V. 40, N. 7. – pp. 869–880. 96. Li, Y.Z. Smoke Flow and Control in Large Space Atrium Buildings. PhD Thesis. University of Science and Technology of China. Hefei. – 2001. 97. Cooper, L.Y. An Experimental Study of Upper Hot Layer Stratification in Full-scale Multiroom Fire Scenarios / L.Y.Cooper, M.Harkleroad, J. Quintiere, W. Reinkinen // Journal of Heat Transfer. – 1982. - N. 104. – pp. 741–749. 98. Tanaka, T. Smoke Control in Large Scale Spaces. Part 1. / T. Tanaka, T.Yamana // Fire Science and Technology. – 1985. – V. 5, N. 1. – pp. 31–40. 99. Klote, J.H., Milke J.A. Principles of Smoke Management / J.H. Klote, J.A. Milke // American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning Engineers. –2002. – Atlanta: GA, 100. Atkinson, B. HST Verification of Smoke Management Systems using the Australian Method / B .Atkinson // Paper presented at the EUROFIRE ’99 Conference. 24–27 November. Affligen (Essene), Belgium. – 1999. - pp. 1–18. 101. Atkinson, G.T. Convective Heat Transfer from Fire Gases / G.T. Atkinson, D.D. Drysdale // Fire Safety Journal. – 1992. – V. 19. - pp. 217-231. 102. Rasmussen, N. The Application of Probabilistic Risk Assessment Techniques to Energy Technologies / N. Rasmussen // Annual Review of Energy. – 1981. – V. 6. - pp. 123–138. 103. Thomas, P.H. The Distribution of Temperature and Velocity Due to Fires beneath Ceilings. / P.H. Thomas // UK: Building Research Establishment, Borehamwood. – 1955. 104. Cooper, L.Y. The Buoyant Plume-Driven Adiabatic Ceiling Temperature Revisited / L.Y. Cooper, A. Woodhouse // Jornal of Heat transfer. – 1986. – V. 108. - pp. 822-835. 105. Motevalli, V. Characterizing the Unconfined Ceiling Jet under Steady-State Conditions: A Reassessment / V. Motevalli, C.H. Marks // Fire Safety Science. Proceedings of the Third International Symposium. - New York: Elsevier Applied Science. – 1991. - pp. 301-319. 106. Kokkala, M.A. Experimental Study of Heat Transfer to Ceiling from an Impinging Diffusion Flame / M.A. Kokkala // Fire Safety Science. Proceedings of the Third International Symposium. New York: Elsevier Applied Science, 1991. - pp. 261-277. 134 107. Zukoski, E.E. An Experimental Investigation of the Heat Transfer from a Buoyant Gas Plume to a Horizontal Ceiling. Part 2: Effects of Ceiling Layer / E.E. Zukoski, T. Kubota // NBS-GCR-7798. - Washington: National Bureau of Standards, 1977. 108. Emmons, H.W. The Ceiling Jet in Fires Fire Safety Science / H.W. Emmons // Proceedings of the Third International Symposium. - New York: Elsevier Applied Science, 1991. - pp. 249-255. 109. Chow, W.K. Experimental Studies on Natural Smoke Filling in Atria / W.K. Chow, E. Cui, Y.Z. Li, R. Huo, J.J. Zhou // Journal of Fire Sciences. – 2000. – V. 18, March-April. – pp. 84-103. 110. Hadjisophocleous, G.V. Experimental study and zone modeling of smoke movement in a model atrium / G.V. Hadjisophocleous, Z. Fu., G.D. Lougheed // ASHRAE Transactions. – 2002. – V. 108(2). – pp. 868-874. 111. Klote, J.H, Milke JA. Design of smoke management system / J.H. Klote, J.A. Milke // Atlanta, GA, USA: ASHRAE Inc. – 2002. 112. Lougheed,G.D. Investigation of Atrium Smoke Exhaust Effectiveness / G.D. Lougheed, G.V. Hadjisophocleous // ASHRAE Transactions. – 1997. – V103(2). – pp. 519-533 113. Lougheed, G.D. Large scale physical model studies for an atrium smoke exhaust system / G.D. Lougheed, G.V. Hadjisophocleous, C. McCartney, B.C. Taber //ASHRAE Transaction. – 1999. – V. 105(1). – pp. 1-23. 114. Hadjisophocleous, G.V. Experimental and Numerical Study of Smoke Conditions in an Atrium with Mechanical Exhaust / G.V. Hadjisophocleous, G.D. Lougheed // International Journal of Engineering Performance Based Fire Codes. – 1999. – V. 1 (3). – pp. 183-187. 115. Candido, Gutierrez-Montes. Numerical model and validation experiments of atrium enclosure fire in a new fire test facility / Gutierrez-Montes. Candido, Sanmiguel-Rojas. Enrique, Viedma. Antonio , Rein. Guillermo // Building and Environment. – 2008. –V 43. –pp 1912-1928. 116. Hadjisophocleous, G.V. Evaluation of atrium smoke exhaust make up air velocity / G.V. Hadjisophocleous, J. Zhou. //ASHRAE Transaction. – 2008. – V. 114(1). – pp. 147-155. 117. Hadjisophocleous, G.V. Modeling smoke conditions in large compartments equipped with mechanical smoke exhaust using a two zone model / G.V. Hadjisophocleous, Z. Fu // International Journal on Engineering Performance Based Fire Codes. – 1999. – V. 1 (3). – pp. 162-167. 118. Fu, Z. 1996. A zone-type model for a building fire and its sensitivity analysis / Z. Fu, W. Fan. //Fire and Materials . – 1996: . – V. 20. –21 p. 119. Cooper, L.Y. Compartment fire generated environment and smoke filling / L.Y. Cooper // SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, National Fire Protection Association. –1995. pp. 21162138. 135 120. Mahmoud, Fouad. CFD Simulation For Atrium Smoke Transport And Ventilation With Regard To Exhaust Fans' Plugholing / Fouad. Mahmoud, El- Sawah. Ghada, El Banhawy. Amr // Eighth International Congress of Fluid Dynamics & Propulsion. –2006. –11p 121. Zhong, W. Influence of longitudinal wind on natural ventilation with vertical shaft in a road tunnel fire / W. Zhong , C.G. Fan , J. Ji , J.P. Yang // International Journal of Heat and Mass Transfer. – 2012. – pp 671-678. 122. Qin, T.X. Numerical Simulation of the Spread of Smoke in an Atrium Under Fire Scenario / T.X. Qin, Y.C. Guo, C.K. Chan, W.Y. Lin // Building and Environment. – 2009. –V 44. – pp 56-65. 123. Yuan, L.M. Theoretical analysis of hot smoke layer development in large space building fires / L.M. Yuan, Y.C. Fan // Journal of Natural Disasters. – 1998. –V7(1). – pp 22-26. 124. Steve, Kerber.,James A. Milke. Using FDS to Simulate Smoke Layer Interface Height in a Simple Atrium / Kerber. Steve, J. A. Milke // Fire Technology. – 2007. –V 43. – pp 45-75. 125. Dechuang, Zhou. Numerical Simulation Study of Smoke Exhaust Efficiency in an Atrium / Zhou. Dechuang, Jian. Wang // Journal of fire protection engineering. – 2010. –V 20. – pp 117142. 126. Candido, Gutierrez-Montes. Experimental data and numerical modelling of 1.3 and 2.3 MW fires in a 20 m cubic atrium / Gutierrez-Montes. Candido, Sanmiguel-Rojas. Enrique, Viedma. Antonio , Rein. Guillermo // Building and Environment. – 2009. –V 44. – pp 1827-1839. 127. Chow, W.K.,Li J. Simulation on Natural Smoke Filling in Atrium with a Balcony Spill Plume / W.K. Chow, J.Li // Journal of Fire Sciences. – 2001. – V.19(4). – pp. 258–283. 128. Candido, Gutierrez-Montes. Influence of different make-up air configurations on the fire-induced conditions in an atrium/ Gutierrez-Montes. Candido, Sanmiguel-Rojas. Enrique, Viedma. Antonio , Rein. Guillermo // Building and Environment. – 2010. –V 45(11). – pp 2458-2472. 129. Chow, W.K. Atrium hot smoke tests in a big shopping complex / W.K. Chow, C.L. Edgar Pang, S.S. Han, H. Dong, G.W. Zou, Y. Gao // Journal of Applied Fire Science. – 2006. – V.14. – pp. 137-169. 130. Chow, W.K.Numerical Studies on Atrium Smoke Movement and Control with Validation by Field Tests / W.K. Chow, S.S. Li, Y. Gao, C.L. Chow // Building and Environment. – 2009. – V.44. – pp. 1150–1155. 131. Candido, Gutierrez-Montes. On the fluid dynamics of the make-up inlet air and the prediction of anomalous fire dynamics in a large scale facility / Gutierrez-Montes. Candido, Sanmiguel-Rojas. Enrique, Viedma. Antonio , Rein. Guillermo // Fire Safety Journal. – 2012. –V 51. –pp 27-41. 132. Li, Y.Z. Experimental Study on Efficiency of Mechanical Smoke Exhaust in Large Space Buildings / Y.Z. Li, L. Yi, R. Huo, W.K Chow. // Journal of Natural Disaster. – 2004. – V.13(4). – pp. 151–155. 136 133. Chow, W.K. Full Scale Burning Tests of Mechanical Smoke Exhaust in Large Atrium / W.K. Chow, N.K. Fong, C.W. Leung. // ASHRAE Transactions. – 2004. – pp. 267–273. 134. Huo, R. Experimental studies on natural smoke filling in atrium due to a shop fire / R. Huo, W.K. Chow, X.H.Jin, Y.Z. Li, N.F .Fong // Building and Environment. – 2005. – V.40. – pp. 1185–1193. 135. Chow, W.K., Cui E. Plume equation for studying smoke filling process in atria with a zone model W.K./ Chow, E. Cui // Fire and Materials. – 1997. – V.21. – pp. 235-244. 136. Shi, C.L. Modeling and Experimental Studies on Mechanical Exhaust Efficiency in Compartment Fire / C.L. Shi, Y.Z. Li, R. Huo // Journal of Combustion Science and Technology. – 2003. – V.9(6). – pp. 546-550. 137. Zhao, S.P., Zheng J. Experimental Research on Smoke Exhaust System of Atrium / S.P. Zhao, J. Zheng // Fire Safety Sciences. – 2003. – V.12(3). – pp. 130-137. 138. Yao, H.W. Simulation of Full-scale Smoke Control in Atrium / H.W.Yao, W. Dong, L.L. Do. // Physics Engineering. – 2011. – V.11. – pp. 608-613. 139. Chow, W.K. Field tests on atrium smoke control systems / W.K. Chow, K.W. Lau. // ASHRAE Transaction. – 1995. – V. 101(1). – pp. 461-469. 137 Приложение. Акты внедрения результатов диссертации 138 139 140 141 142 143
