烟气运动（精选十篇）
烟气运动 篇1
1 计算模型
1.1 几何模型
模型中单室尺寸x×y×z为3.6 m×2.4 m×2.4 m, 右墙设置敞开门, 尺寸为0.8 m×2.0 m。火源选择长方体柴油油池火, 尺寸为0.4 m×0.4 m×0.05 m。为了研究火源位置对烟气运动的影响, 设定三个火源位置, 分别为F1、F2、F3。F1位于墙角, F2位于后墙中间并紧靠墙壁, F3位于房间中心, 如图1所示。地面和墙壁的材料均为混凝土, 热边界条件为热厚边界层。在火源正上方、开口中心线及墙壁附近每隔0.2 m布置监测点, 记录烟气层高度、温度及其他各项变量。
1.2 网格独立性分析
在FDS模拟中, 网格划分对计算结果的影响很大, 网格单元的大小决定了偏微分方程离散的时间步长和空间步长。原则上, 网格越密, 计算结果准确性越高, 但是考虑到计算机存储量和计算时间, 需要选择合适的网格。以F1火源为例, 选择四种网格系统计算模型的网格敏感度, 表1中列出了网格的数目及尺寸。
图2给出了四组网格系统下油池正上方中心线温度随高度的变化曲线。从图中可以看出, 随着网格单元尺寸减小, 不同网格尺寸下温度之间的差值减小, 0.05 m网格的温度变化趋势与0.03 m网格的计算结果大致相同, 且计算时间相对较少, 因而笔者采用0.05 m的网格尺寸。
2 模拟结果与讨论
2.1 烟气层稳定性分析
燃烧过程中, 室内地面附近的压力低于大气压, 空气从低层流入, 而顶棚附近的压力高于大气压, 烟气从高层排出。这两个压力层之间某个平面的压力与大气压相等, 此平面上既没有空气的流入又没有烟气的流出, 设此平面为中性面。一般设流出室外的气体速度为正值, 进入室内的气体速度为负值。
图3是y=0.25 m截面烟气层高度随时间的变化。可以看出, 三个位置的火源燃烧一段时间后烟气层高度均达到较稳定状态;火源在F3时, 烟气层达到稳定需要的时间最长, 因而选择此位置进一步做稳定性分析。
图4是火源在F3时, 房间中性面随时间的变化。从图中可以看出, 烟气层在60 s后达到稳定, 即中性面上速度等于0点的高度不再随着时间变化。60 s之前, 烟气层高度随时间降低。通过分析稳态时烟气层的高度便可对不同参数下烟气层的运动规律进行对比。
2.2 门的尺寸对烟气层高度的影响
烟气层的高低在很大程度上影响火灾的危害性, 因此笔者研究门的尺寸对烟气层高度的影响。烟气层高度在60 s后达到稳定, 因此选择60 s后烟气层高度的平均值进行对比。
首先固定门的宽度为0.8 m, 改变门的高度, 分析火源在不同位置时烟气层高度的变化规律, 模拟结果如图5所示。从图中可以看出, 三个火源位置的烟气层高度均随着门高度的增加而升高, 主要是由于增加了门的高度, 开口面积增加, 通过开口流到室外的烟气质量流率增加, 烟气层高度升高。
对三个火源位置烟气层高度的对比可以看出, F3位置的烟气层高度最低, 主要原因是火源F3处于房间中心位置, 燃烧过程基本不受墙壁的影响, 因此火焰对周围空气的卷吸作用较强, 烟气体积生成率较大, 烟气层高度较其他两个位置偏低。另外, 当门的高度从1.9 m变化到2.4 m时, F1、F2位置烟气层的高度分别升高0.22、0.21 m, 而F3只升高了0.076 m, 幅度很小, 说明门高度的变化对F3火源烟气层高度的影响较小。
图6是固定门的高度为2.0 m, 改变门的宽度后烟气层高度的变化。从图中可以看出, 随着门宽度的增加, 烟气层高度升高。但与其他两个位置相比, 火源在F3处烟气层高度上升幅度更大, 说明门宽度的变化对房间中心位置火源的烟气层高度影响更大, 主要是因为F3火源离开口较近, 与其他两个位置相比, 室内湍流程度受宽度变化的影响较大。因此, 从开口流到室外的烟气质量流率较大, 烟气层升高较快。从图5和图6的对比可以看出, 门宽度对烟气层高度的影响比门高度的影响显著。
2.3 火源面积对烟气层高度的影响
固定门的尺寸为0.8 m×2.0 m, 研究不同火源面积对烟气层的影响, 油池面积分别为0.4 m×0.4 m、0.6 m×0.6 m、0.8 m×0.8 m。图7是烟气层高度随油池面积的变化。从图中可以看出, 烟气层高度随着油池面积的增加而下降, 主要是由于油池面积增大, 火焰对周围空气的卷吸作用增强, 烟气的体积生成率增加, 烟气层高度下降。火源F1处于墙角, 属于墙角羽流燃烧形式, 受通风影响较小, 所以生成的烟气量较少, 烟气层较高;火源F3在房间中心, 燃烧不受壁面限制, 属于自由燃烧, 因而火焰卷吸的空气量较多, 烟气生成量较多, 烟气层高度较低;火源F2单侧贴近壁面, 属于壁面羽流燃烧, 烟气层高度介于F1、F3之间。
图8是改变油池面积时顶棚附近烟气层温度的变化。通过对比可以看出, 随着火源面积的增加, 顶棚处烟气层温度升高。从曲线中的数据分析得出, 油池面积为0.8 m×0.8 m时, F1、F2火源顶棚附近的烟气层温度在155～170 ℃之间变化, 而F3位置火源烟气层温度在140～155 ℃之间变化。由此可以推断, 自由燃烧的F3火源能够卷吸更多的空气进入燃烧区域, 使烟气体积生成量增加;同时, 火焰会将部分冷空气卷吸进入上部热烟气层, 热烟气层的高温与冷空气的低温进行热交换, 造成烟气层整体温度较其他两个位置偏低。
3 结 论
采用FDS对烟气运动规律进行模拟, 分析不同门开口尺寸、火源面积和火源位置对烟气层温度、高度的影响, 得出如下结论。
(1) 对于稳定热释放速率燃烧的柴油火, 燃烧一段时间后烟气层高度会达到稳定状态, 即中性层高度不会随时间发生变化。
(2) 火源位置不同时, 烟气层高度均随着门高度和宽度的增加而升高;门的高度对房间中心处火源产生的烟气层高度影响很小, 而与其他两个位置相比, 门的宽度对房间中心火源烟气层高度的影响幅度较大。
(3) 改变相同尺寸时, 门宽度比门高度对烟气层高度的影响更大。
(4) 随着火源面积的增加, 烟气层的温度升高, 烟气层高度下降。
参考文献
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湿法烟气脱硫技术概述 篇2
关键词：烟气脱硫湿法石灰石石膏反应机理
随着人们的环境保护意识日益增强以及环境保护标准的日益提高，燃煤电站中的大气排放问题越来越受到人们的关注，煤炭是我国的主要能源，在中国目前的一次能源的生产和消费结构中煤炭约占70%，而且在相当长的一段时间内不会发生改变。由于煤炭消耗量较大，燃烧效率不高，煤燃烧所产生的主要污染物SO2、NOX和烟尘排放量随着中国工业化进程的不断加快也日益增多。大量的燃煤和煤中较高的含硫量必然导致SO2的大量排放。
大气污染严重破坏了生态环境、危害人体的呼吸系统、加大了癌症的发病率，甚至影响人类基因造成遗传疾病。如何有效地消减二氧化硫的排放量，控制二氧化硫对大气污染，保护大气环境质量是目前及未来相当长时间内环境保护的重要课题之一。目前世界上烟气脱硫工艺大数百种之多，在这些脱硫工艺中。石灰石/石膏湿法烟气脱硫工艺技术成熟，具有吸收剂资源丰富、价格低廉、脱硫效率高等优点，是目前控制酸雨和二氧化硫污染最有效地手段[1]。湿法烟气脱硫技术工艺已有几十年的发展历史，技术上日趋成熟、完善，传统湿法工艺中的堵塞、结垢问题得到了很大的改善。
一、FGD系统的吸收原理及工艺流程
石灰石/石膏湿法烟气脱硫采用低廉易得的石灰石或石灰做脱硫吸收剂，石灰石经破碎磨细成粉状与水混合搅拌成吸收浆液，采用石灰为吸收剂时，石灰粉经消化处理后加水制成吸收剂浆液。在吸收塔内，吸收浆液于烟气接触混合，烟气中的二氧化硫与浆液中的碳酸钙以及鼓入的氧化空气进行化学反应从而被脱除，最终反应产物为石膏。具体反应过程由以下五步实现：（1）溶质二氧化硫由气相主体扩散到气液两相界面气相的一侧；（2）二氧化硫在相界面上的溶解，并转入液相；（3）二氧化硫电离，同时剩余的二氧化硫由液相界面扩散到液相主体；（4）石灰石的溶解、电离于扩散；（5）反应产物向液相主体的扩散剂反应产物沉淀的生成。5个阶段是同时进行的，脱硫后的烟气经除雾器出去携带的细小液滴，经烟囱排入大气，脱硫石膏浆液经脱水装置脱水后回收利用。剩余浆液于新加入的石灰石浆液一起循环，这样可以使加入的吸收剂充分利用，并确保石膏晶体的增长。石膏晶体的正常增长时最终产品处理比较简单的先决条件。新鲜的吸收剂石灰石浆液根据PH值和分离二氧化硫量按一定比例直接加入吸收塔[2]。基本工艺流程主要包括制粉、浆液制备、预吸收、吸收塔、氧化、烟气换热、石膏脱水等子系统以及其他辅助系统。由除尘器出来的烟气经脱硫风机增压后，进入换热器，与来自吸收塔的净烟气进行热交换，一方面将含有较高的二氧化硫浓度的高温烟气降温，以利于石灰石浆液吸收二氧化硫，另一方面，将来自吸收塔的净烟气加热，以利于烟气抬升和污染物的运输扩散。降温后的烟气进入吸收塔，由制浆系统制成满足工艺需要的石灰石浆液于烟气中的二氧化硫发生一系列复杂的物理化学反应，生成亚硫酸钙和硫酸钙。净化后的烟气再经换热器排除脱硫装置。由于亚硫酸钙不稳定，需要进一步经氧化系统氧化成稳定度恶硫酸钙，硫酸钙结晶生成石膏。石膏浆液经石膏脱水制成石膏产品。
二、FED脱硫效率的影响因素
1.吸收液的pH值
吸收液的pH值是影响FED系统脱硫效率的重要因素，它对系统的影响是非常复杂的，当时吸收液的PH增高时，溶液中的氧化钙浓度相应的增大，吸收也中的氢氧化钙离解成氢氧根离子会不断的于二氧化硫水合后离解出的氢离子发生中和反应生成水分子，促使反应不断向右进行，所以只要吸收液的ph值足够高，溶液中存在大量的氢氧根离子，就能得到高的二氧化硫吸收率，吸收液的PH与此吸收反应式的进行程度关系密切，所以吸收液的PH值直接影响系统的最终脱硫效率。
2.液气比
液气比（L/G）是指与流经吸收塔单位体积烟气量相对应的浆液喷淋量。他决定酸性气体吸收所需要的吸收表面。在其他参数恒定的情况下提高液气比相当于增大了吸收塔内的喷淋密度使液气间的接触面积增大，传质单元数将随之增大，脱硫效率也将增大。要提高吸收塔的脱硫效率，提高液气比是一个重要的技术手段。在实际工作过程中，允许最小的液气比由吸收剂浆液特性，控制结垢和堵塞决定。理论分析的液气比不适用于所有的吸收塔的工程设计，但可根据以下原则考虑：对于喷淋塔，气液接触面积与液气比成正比，因此液气比与脱硫效率有直接的正比关系，而与二氧化硫浓度无关。
3.烟气流速和温度
在其他参数恒定的情况下，提高塔内烟气流速可提高气液两相的湍动，降低烟气和液滴间的膜厚度，提高传质效果。从节能的观点来说，空塔流速尽量偏大。另外，喷淋液滴大的下降速度将相对降低，使单位体积内持液量增大，增打了传质面积，增加了脱硫效率。但气速增加，由会使气液接触时间缩短，脱硫效率可能下降，这样要求增加塔高。实际中烟气流速提高还影响除雾效果。目前，将吸收塔内烟气流速控制在2.6—3.5m/s较合理，典型值为3m/s[3]。
4.钙硫比的影响
在保持液气比不变的情况下，钙硫比增大，注入吸收塔的吸收剂的量相应增大，引起浆液PH值上升，可增大中和反应的速率，增加反应的表面积，使二氧化硫吸收量增加，提高脱硫效率。但是，由于石灰石的溶解度较低，其供给量的增加将导致浆液浓度的提高，会引起石灰石的过度饱和凝聚，最终使反应的表面积减小，脱硫效率降低。钙硫比一般控制在1.02—1.05之间[4]。
三、结束语
石灰石—石膏法脱硫技术成熟，石灰石来源丰富，脱硫效率高，可减少二氧化硫的排放量，是目前电厂烟气治理的一种较完善的治理技术。在今后我们要努力做好系统的优化设计和及运行经验总结，对脱硫系统的安全稳定运行具有十分重要的意义。
参考文献：
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地下公交站火灾烟气运动数值模拟 篇3
1烟羽流和能见度
在火灾发展过程中, 只要排烟量等于产烟量, 烟气层界面就会保持在相对稳定的高度, 给人员安全疏散提供较好的环境。假定排烟量等于体积产烟量, 在一定的建筑空间和火灾规模条件下, 产烟量将主要取决于羽流的质量流量。火灾发生在不同位置会形成不同形状的羽流, 有轴对称烟羽流、墙烟羽流、角烟羽流。羽流的质量流量由可燃物的质量损失速率、燃烧所需的空气量及上升过程中卷吸的空气量三部分组成。在火灾规模一定的条件下, 可燃物的质量损失速率、燃烧所需的空气量是一定的, 因此一定高度羽流的质量流量主要取决于羽流对周围空气的卷吸能力。下面主要介绍轴对称烟羽流的烟气计算公式。
(1) 质量产烟量。美国NFPA92B中质量产烟量的计算见式 (1) 所示:
undefined
式中:mp为质量产烟量, kg/s;undefined为火源热释放速率, kW;undefined为火源对流热释放速率, kW, undefined;z为烟气层高度, m;zl为平均火焰高度, m。
(2) 烟气层平均温度。烟气层平均温度可以用式 (2) 计算:
undefined (2)
式中:Tm为烟气层平均温度, K;cp为热烟气比热容, kJ/ (kg·K) ;T0为环境空气温度, K。
(3) 体积产烟量。体积产烟量可采用式 (3) 计算:
undefined (3)
式中:V为体积产烟量, m3/s;ρ0为环境空气密度, kg/m3。
能见度评价中减光系数至关重要, 见式 (4) :
式中:I为光束离开空间时射出的强度, Lx;I0为光束进入空间时射出的强度, Lx;I/I0为空间投射率;L为穿过空间的长度, m;K为减光系数, 1/m。
减光系数是单位体积烟的质量函数, 见式 (5) 所示:
K=Kmms (5)
式中:Km为单位烟质量浓度的减光系数, m2/kg, 取为8 700 m2/kg;ms为单位体积烟的质量, kg/m3。
能见度的计算见式 (6) :
S=C/K (6)
式中:S为能见度, m;C为比例系数, 对于发光物体, 取C=8, 反光物体, 取C=3。
2工程概况
研究对象是某地下公交站, 耐火等级一级, 建筑类别I类, 总建筑面积约36 000 m2, 分市政交通道路、上车区和候车区三部分。车站内设有火灾自动报警系统、自动喷淋系统和机械排烟系统。上车区内设置5道高度为2 m的挡烟垂壁;候车区内有6个面积为343 m2的采光天井;市政交通道路沿中心线设置防火墙, 将地下公交站分隔成左、右对称的两个防火分区, 如图1所示。每个防火分区的面积约为18 000 m2, 远远大于现行的国家标准GB 50067-97《汽车库、修车库、停车场设计防火规范》中4 000 m2的规定。
3火灾场景分析
(1) 火源位置。
空间火灾危险性最大的可燃物为旅客携带的物品和旅游大巴携带的燃油。考虑到人员及车辆的流动性很大, 保守认为候车区内各点发生行李火灾的概率相等, 上车区发生汽车火灾的概率相等。从火灾产生的影响范围分析, 上车区内某大巴发生火灾产生的烟气可能影响整个区域, 火源设置见图1所示。
(2) 火灾热释放速率。
总结国内外一系列的火灾燃烧实验, 公共汽车火灾热释放速率为20～30 MW, 确定公共汽车火灾在未受控制时的最大热释放速率为25 MW。笔者采用美国NIST开发的自动喷头热响应模型 (DETACT-QS) 对自动喷头的热响应性能进行计算。选用的标准喷头动作温度为68 ℃, RTI=150 (m·s) 0.5, 自动喷头至火源中心的最大水平距离为2.5 m, 顶棚高度为7 m, 选取常年平均温度23 ℃。计算结果为:喷头开启时间204.3 s, 对应的火源功率2.88 MW, 考虑安全系数 (取值2) 后的火灾热释放速率为5.76 MW。
(3) 通风及排烟系统。
上车区内设置的机械排烟系统可用考虑安全系数的体积产烟量决定。假设烟气停留在离地面3 m的位置, 喷淋启动的情况下可以用式 (1) ～ (3) 计算得体积产烟量为28.7 m3/s, 考虑安全系数1.5后排烟量设定为41.6 m3/s, 补风量设定为21 m3, 补风口设定在接近地面处。
4火灾场景设定
对火源位置、火源功率和排烟系统进行分析, 确定4个火灾场景, 如表1所示。
取6个监测点, 分别位于疏散楼梯的入口旁离地面2 m高度处, 编号为L1～L6, 其中, L1、L3、L5是靠近墙的出口, 如图2所示。
5数值模拟及结果分析
5.1 模型的建立
模型尺寸为164 m×352 m×7 m。在综合考虑经济性与满足工程计算精度的前提下, 设定网格尺寸为0.5 m×0.5 m×0.5 m, 网格总数为328×704×14=3 232 768≈323万。图3是该地下公交站FDS模型。
5.2 烟气流动模拟结果分析
数值模拟采用并行计算, 1台主机写数据和分配工作, 2台从机计算。每个场景模拟烟气运动时间1 800 s, 数值计算共用27 100个时间步。由于篇幅限制, 在四个火灾场景中, 笔者只展示预测场景A的烟气运动过程。火灾初期发展规律为火灾增长系数α=0.069的t2火, 喷淋系统失效, 火灾最大热释放速率为25 MW, 机械排烟系统失效。将初始条件输入FDS进行模拟, 结果如图4～6所示。
在场景A设定的条件下, 火灾烟气500 s时蔓延到通道两端;火源附近12 m范围内上方烟气温度最高为375 ℃, 690 s后整个防烟分区烟气层的温度超过170 ℃, 其他防烟分区烟气温度低于180 ℃, 直至模拟结束温度仍未发生明显变化;疏散出口2 m高度处升温最快的是L1位置, 温度在1 130 s时超过50 ℃, 其他监测点均未超过50 ℃;860 s时, L1处能见度首先下降至小于10 m, 之后其他监测点相继下降至小于10 m。
将各场景模拟结果汇总, 见表3所示。
6结论
利用FDS对某地下公交站喷淋和排烟的不同情况进行烟气模拟, 结论如下:
(1) 烟气在火源中向上射流到达墙壁向下运动, 靠近外墙的监测点 (L1、L3、L5) 较之远离外墙的监测点温度上升更快, 能见度下降也更快。因此, 地下公交站在出口的布置上应该与墙壁保持距离;
(2) 能见度通常领先其他火灾参数到达危险状态。因此, 对能见度的评价最有价值;
(3) 在喷淋装置启动的情况下, 各场景火灾参数均未达到危险情况。可见, 喷淋系统在控制烟气蔓延上具有显著作用;
(4) 喷淋系统有效情况下设置的排烟系统可以延缓烟气下降, 但喷淋失效时, 单凭该排烟量不足以阻挡烟气下降, 因此该情况下的排烟量还有待进一步研究。
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试析民用建筑烟气机械控制 篇4
1.防烟的机械控制和应用
1.1机械防烟控制的目的和原理
设置机械加压送风防烟的目的，是为了在建筑物发生火灾时保障人员疏散线路不受烟气的干扰，以利人员安全疏散及消防人员及时快速进入建筑内对火灾补救。其原理为在需要保持不受烟气影响的空间内形成正压以阻止烟气进入。但正压的大小一方面要确保烟气不能进来，另一方面也要确保开向此空间的门可以被正常打开，若正压太小起不到阻挡烟气的目的，正压太大不利于人员进入该空间逃生。
1.2需要设置机械防烟设施的场所和建筑
建筑内的防烟楼梯间及其前室、消防电梯间前室或者合用前室都是建筑物着火时最重要的安全疏散通道，火灾时可通过开启外窗等自然排烟设施将烟气排出，亦可采用机械加以送风的防烟设施使重要的疏散通道内的空气压力高于周围的空气压力，阻止烟气的侵入。
1.3防烟机械控制的加压送风量的确定
在具体设计时，认为应该根据客观情况，综合考虑正压系统的漏泄风量、送风系统风量和维持开启门洞处最低气流速度的送风量等各方面因素，通过计算确定加压送风量，计算结果与我国现行的《建筑设计防火规范》及《高层民用建筑设计防火规范》规定数值比较，取较大值。
1.4机械防烟系统设计和应用
一个完整的正压送风系统主要包括吸风口、送风机、管道、送风口，其流程是吸、送、漏、排四个环节构成，吸是指吸风口，送是指送风口，漏是指漏风通路，排是指排气或者排烟部位。民用建筑正压送风防烟系统中，空气的流程为：首先向楼梯间及其前室，甚至走廊送风，使其保持一定的正压压力，形成正压区；其次正压区中的空气通过正压与非正压区之间关闭的缝隙、维护结构的缝隙或开启的门窗向非正压区渗透，使正压区保持一定的正压值，最后在着火房间中或者疏散通道上与疏散方向相反的走廊尽端处，火灾烟气通过外窗或者装设排烟口排出室外。
2.排烟的机械控制和应用
2.1排烟的机械控制目的和原理
机械排烟控制是指对于不适合采用自然排烟或者正压防烟的建筑，当某一部位发生火灾时，采用机械控制的方式，将烟气排至建筑外，控制建筑物内的有烟区域保持一定能见度，降低火灾温度，以利人员的疏散和火灾扑救。机械排烟是目前公认的最安全有效的排烟方式。
2.2机械排烟系统的构成和设计要求
机械排烟系统由挡烟垂壁、排烟口、防火排烟阀门、排烟风机和烟气排出口组成。在设计时要注意确定防烟分区的面积、分隔及排烟竖井和排烟风机房的位置是否合适；排烟排出口是否使排出去的烟气不被机械加压送风系统和机械补风系统或者自然补风系统的进风口再次吸入；在排烟的同时是否还需要送风及走道机械排烟系统的设置形式一般宜为竖向布置。
2.3需要设机械排烟送风设施的场所、建筑
《建筑设计防火规范》(GB50016---2006)9.1.3和9.4.1条规定：公共建筑中经常有人停留或可燃物较多，且建筑面积大于300m2的地上房间；长度大于20.0m的内走道；中庭；设置在一、二、三层且房间建筑面积大于200m2或设置在四层及四层以上或地下、半地下的歌舞娱乐放映游艺场所：总建筑面积大于200m2或一个房间建筑面积大于50m2且经常有人停留或可燃物较多的地下、半地下建筑或地下室、半地下室：其它建筑中长度大于40.0m的疏散走等场所不具备自然排烟条件时，应当设置机械排烟设施。
《高层民用建筑设计防火规范》(GB50045--95)8.2.1和8.3.1条规定：一类高层和建筑高度超过32m；二类高层的无直接自然通风且长度超过20m的内走道或有直接自然通风但长度超过60m的内走道；对于有直接自然通风长度在20m-60m之间的内走道，若开窗面积大于走道面积的2％，则符合自然排烟规定不需设机械排烟，否则均应考虑设机械排烟设施；面积超过100m2且经常有人停留或可燃物较多的地上无窗房及设固定窗的房间：面积小于100mg的房间之间和与走道之间的隔墙应满足规范要求，否则应按各房间累加的面积计算：各房间总面积超过200m2或一个房间面积超过50m2，且经常有人停留或可燃物较多又没利用窗井等进行自然排烟的地下室；不具备自然排烟条件或净空高度超过12m的中庭等部位应设机械排烟设施。
2.4排烟机械控制中排烟量的确定
在机械排烟控制中，排烟量应由计算确定，并附加漏风系数，金属风道漏风系数取1.1-1.2，混凝土风道漏风系数一般取1.2-1.3。根据《建筑设计防火规范》(GB50016--2006)9.4.5和《高层民用建筑设计防火规范》(GB50045--95)8.4.2的规定，当排烟系统担负一个防烟分区排烟或净高超过6m的未划分防烟分区的房间时，排烟风机排烟量应按每平方米面积不小于60mVh计算。担负两个或两个以上防烟分区排烟时，应按最大防烟分区面积每平方米不小于120mVh计算。中庭排烟量应按其体积乘以每小时的换气次数计算，当体积小于17000m3时，排烟量每小时按换气6次计算，当体积大于17000m2时，每小时按换气4次计算。中庭排烟的计算方法为：若中庭体积为16000m2时，排烟风机排烟量应大于(16000m3×6次m)96000mUh；中庭体积为18000m3时，则排烟量应大干(18000m2×4次／h)72000m3／h。
2.5排烟风机的选择及设置
在排烟的机械控制中，排烟风机起着举足轻重的作用，其直接决定排烟的效果，因此排烟风机的选择和设置就显得格外重要。排烟风机应选择耐热性能好，变形小，在排出280℃烟气时能连续工作30分钟。风机应设在单独的风机房内，机房隔墙的耐火极限不应小于2h，楼板不应小于1.5h。排烟风机在机房隔墙入口管上应设280℃时能自动关闭的排烟防火阀。目前，现实中用于排烟的风机主要有离心风机和轴流风机。选择风机时还要统筹考虑排烟风机的风压及排烟量。
2.6排烟风管的设置
排烟风管不应穿越水平防火分区。两个防火分区共用一套排烟系统时，排烟风机房应设在两个防火分区相邻的防火墙处，确保需穿过防火墙但还处于该防火分区的风管尽量短，并应设排烟
防火阀和做好相应的防火措施。竖直穿越各层的竖风道应设在管道井内或采用混凝土风道。
排烟风管应采用具有一定耐火性能的不燃材料制作。吊顶内的排烟风管外表面应包有如矿棉、玻璃棉、岩棉、硅酸铝等不燃材料进行隔热，排烟风管外表面与可燃构件的距离不应小于0.15m。排烟风管穿过挡烟墙时，应用水泥沙浆等非燃材料将两者之间的空隙严密填实。
排烟风管末端烟气排出口应采用厚钢板或具有同等耐火性能的材料制作，在设置时应考虑排出口的烟气不能直接吹在其他具有火灾危险性的建筑部位上，不能接近通风或空调系统等设备的吸入口，不能影响人员疏散和火灾扑救，当设在室外时应防止雨水、虫鸟等侵入损坏。
2.7排烟口的设置
每个防烟分区都必须设置排烟口，排烟口应尽量设在防烟分区的中心部位，至该防烟分区最远点的水平距离不应超过30m，且应设在顶棚或靠近顶棚部位。一般情况排烟口应设在距顶棚0.8m内的高度，但对于顶棚高度超过3m的建筑物，排烟口可设在距地面2.1m的高度以上。净高度超过12m的中庭，竖向排烟口应分段设置。每个排烟系统设有排烟口的数量不宜超过30个，以减少漏风量对排烟效果的影Ⅱ向。排烟口的尺寸，可根据烟气通过排烟口有效断面时的速度不小于1 0m／s进行计算，面积一般不应小于0.04m2。排烟口应设置现场手动和自动开启装置，以及与消防控制设备联动的自动开启装置和消控中心远程手动打开装置。排烟口平时应关闭，与排风口合并设置的机械排烟系统，报警后，消控中心应能自动关闭非着火防烟分区的排烟口。
2.8机械排烟系统的控制方式
当设有火灾报警系统与排烟系统联动时，某个防烟分区的感烟(感温)探测器发生报警后，消控中心控制设备自动打开该防烟分区内的排烟口(或排烟口现场感烟连锁自动开启)，同时启动与此防烟分区相关的排烟风机和活动式挡烟垂壁，并将反馈信号送回消防控制设备。
在仅担负一个防烟分区或一个未划分防烟分区房间的机械排烟系统中，设计往往选用无需控制的常开百叶窗式的排烟口，并利用安装在排烟风机前的排烟防火阀代替了本应关闭的排烟口的功能。该阀具有排烟口的现场手动、报警联动和远程控制等功能，平时关闭，火灾报警后，消防控制设备联动打开该阀，同时启动排烟风机进行排烟。当烟温达到280℃时自动关闭，并联动关闭排烟风机。其动作信号都反馈至消防控制设备。
在排烟口和排风口合并设置的机械排烟系统中，由于平时排风与火灾时排烟兼容于一个系统，共用一套风管，因此排烟口和排风口的控制变得复杂。
2.9排烟区域排烟时所需的补风要求
最后值得注意的是为了确保排烟区域的烟气能排出去，便利人员疏散逃生和灭火救援，在设计排烟的同时还应注意送风。根据空气流动机理及实践经验，设置机械排烟的地下室，应同时设置送风系统，且送风量不宜小于排烟量的50％；汽车库内无直接通向室外的汽车疏散出口的防火分区，当设置机械排烟系统时，应同时设置进风系统，且送风量不宜小于50％。
大型购物中心烟气运动FDS模拟 篇5
关键词：大型购物中心,烟气运动,FDS,安全疏散
某大型购物中心属于一类高层民用建筑,集车库、超市、百货、美食城、娱乐城和影城于一体。主体为框架剪力墙结构,中庭顶部为钢结构采光屋顶。建筑共10层,第一、二层层高5.4 m,其余层层高5 m。中庭贯穿购物中心的二～十层,二～八层中庭长25.8 m、宽17.2 m;九层休息等候区与中庭相通,且直通十层,形成扩大的中庭,长43 m,宽17.2 m,中庭高45.4 m。三层平面示意图,见图1所示。
中庭周围各楼层设置火灾自动报警系统、消火栓系统、自动喷水灭火系统及防排烟系统等。中庭空间采用红外光束感烟探测器,中庭顶部设有机械排烟系统,排烟口尽量均匀布置在中庭顶部,未设置自动喷水灭火系统。中庭底层通过连通周围楼层自然补风。火灾发生后,排烟风机在着火2 min后打开。各楼层平面上有3个防火分区,其中防火分区Ⅰ各楼层与中庭相互连通。中庭周围与各楼层之间设有防火卷帘。
1 人员生命安全判定标准
消防安全分析的目标就是要保障疏散人员和消防队员的生命安全。对于建筑内人员生命安全而言,安全标准是火灾时在全部人员疏散到安全地点所需的时间内将烟气控制在安全疏散高度以上。对人员疏散构成威胁的因素包括热辐射、热对流、毒性和能见度等,一般情况下可用以下指标作为判定标准:
(1)2 m以上空间内的烟气平均温度不大于180 ℃,对使用者的辐射强度不应超过2.5 kW/m2,对消防队员的辐射强度不应超过4.5 kW/m2;
(2)2 m 以下空间内的烟气温度不超过60 ℃且能见度不小于10 m;
(3)2 m 以下空间内CO体积分数不超过0.05%。
2 设计火灾场景
研究对象为包含中庭在内的防火分区Ⅰ。考察大规模的中庭火灾多数是因为中庭共享空间与周围某些楼层之间防火卷帘失效,从而导致火灾在整个建筑物内蔓延。因此,考虑防火卷帘全部正常工作和部分防火卷帘失效、部分防火卷帘正常工作两种情况。考虑到安全和经济的因素,设计的机械排烟量可以小于火灾时的产烟量,但能够保证危险来临时间大于人员安全疏散时间。
火灾场景设置见表1所示。
3 火灾烟气模拟分析
3.1 火灾场景一
火灾场景一的FDS模拟计算结果,见图2所示。火灾时,防火卷帘正常工作,有效地控制了火势的蔓延。火灾发生后15 min,除火源上方外,距九层地面2 m处的烟气温度未超过45 ℃,烟气温度不会对九层休息区的人员构成威胁。3 min时能见度刚开始达到10 m。采用人员疏散软件EVACNET4对九层休息区的人员疏散进行模拟,得到人员安全疏散时间为160 s,此时九层休息区的人员有足够的时间撤离中庭进入周围楼层,通过疏散楼梯进行疏散或者到达屋顶平台等待救援,因此九层休息区的人员疏散是安全的。
3.2 火灾场景二
火灾场景二的FDS模拟计算结果,见图3所示。中庭周围防火卷帘的控烟作用很明显,将大部分火灾烟气控制在中庭内。通过中庭顶部机械排烟能有效地将烟气排出室外,火灾烟气不会对中庭底部和九层休息区的人员构成威胁。火灾产生的热烟气导致中庭钢结构屋顶温度局部区域明显升高。15 min时钢结构屋顶温度未超过60 ℃,钢结构在约200 ℃以下强度和刚度变化不明显,200～600 ℃强度和刚度逐渐丧失,可以认为200 ℃是判定钢结构受热影响的判断标准。因此,购物中心中庭钢结构屋顶不会受到火灾影响,不需要进行防火保护。
3.3 火灾场景三
火灾场景三的FDS模拟计算结果,见图4所示。排烟量增大,机械排烟和不对称补风对中庭火灾烟气流动的干扰较大,大部分烟气沿补风弱的一侧防火卷帘沉降。火灾发生后九、十层防火卷帘失效,十层滞留人员的处境最危险。8 min时距十层地面2 m处的温度未超过30 ℃,能见度刚开始达到10 m。采用人员疏散软件EVACNET4对十层的人员疏散进行模拟,得到人员安全疏散时间为410 s,人员可以通过防烟楼梯间疏散或者到达屋顶平台等待救援。因此,十层滞留人员的疏散是安全的。
3.4 火灾场景四
火灾场景四的FDS模拟计算结果,见图5所示。四层精品服饰区发生火灾,着火层和中庭共同排烟。着火楼层热烟气从连接处溢出到中庭后,在浮力作用下沿着防火卷帘上升至中庭顶部,再通过排烟系统排出室外,未排出的烟气继续向防火卷帘失效的楼层扩散。着火楼层和十层相对来说是比较危险的区域,火源侧楼层的火灾危险性大于火源对面楼层的火灾危险性。着火层人员最早发现火情,在危险来临之前人员已经疏散完毕,而十层的人员发现火情较晚,火灾烟气通过中庭最先到达十层,经过人员疏散软件EVACNET4计算,十层人员的安全疏散时间为390 s,十层火源侧危险来临时间为420 s。因此,十层的疏散人员也是安全的。
3.5 火灾场景五
火灾场景五的FDS模拟计算结果,见图6所示。火灾发生在四层精品服饰区,除着火楼层防火卷帘失效外,其他楼层防火卷帘均正常工作,着火楼层和中庭共同排烟。着火层和九层休息区火灾危险性较大。着火楼层人员发现火情早,疏散及时,火灾发生250 s时,九层休息区2 m处烟气的温度和能见度都没有威胁到人员疏散,250 s内人员已经撤离休息区到达相对安全区域。因此,着火层和九层休息区的人员都是安全的。
4 结论与建议
通过对某购物中心中庭周围防火卷帘全部正常工作和部分防火卷帘正常工作、部分失效两种情况下的5种火灾场景烟气流动的模拟,得出以下结论:
(1)火灾时烟气通过中庭最先到达顶层,顶层滞留的人员是最危险的,火灾时应尽快隔断中庭与周围楼层至少与顶层的连通,并保证防火卷帘与中庭排烟系统的联动,火灾时防火卷帘能够及时动作,这是确保中庭建筑消防安全的重要措施。
(2)中庭体积量大,烟气温度较低,烟气温度对人员的影响要小于烟气毒性对人员的影响。
(3)中庭钢结构屋顶不需要进行防火保护就可保证安全。
(4)按照GB 50045-95(2005年版)《高层民用建筑设计防火规范》对中庭排烟的规定,购物中心中庭的排烟量为102 000 m3/h,无论是防火卷帘全部正常工作,还是部分防火卷帘正常工作,都不能满足火灾时购物中心人员的安全疏散要求。体积庞大的中庭作为蓄烟和排烟空间,中庭及其周围楼层均可以考虑比较灵活的性能化设计方案,这一问题值得进一步探讨。
建议对中庭周围未着火楼层、疏散走道和防烟楼梯间正压送风,形成周围楼层对中庭的正压态势,不仅可确保疏散走道的安全,有利于建筑内人员的安全疏散,而且还可实现利用中庭排烟,送风量应以不引起烟气层的扰动为限。购物中心与敞开的中庭连接处应设置挡烟垂壁。购物中心中庭周围除了设置防火卷帘以外,为了安全起见还应增设水幕系统。
参考文献
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[4]GB50045-95(2005年版),高层民用建筑设计防火规范[S].
[5]江岸,刘方,付祥钊.中庭模型火灾烟气填充实验研究[J].消防科学与技术,2002,21(4):7-9.
烟气运动 篇6
1 试验设计
北京某地铁车站为地下车站,地下一层为站厅层,地下二层为站台层,试验站台为单柱形式的岛式站台。站台两侧设有2.55 m全高安全门,其间距为9.5 m,安全门顶部距中板约2 m。站台层全部设镂空格栅吊顶,两侧靠近轨行区区域镂空率约为50%,中间区域镂空率约67%。站台镂空格栅吊顶至站台板距离为3.0 m,格栅吊顶至中板距离约为1.4 m,吊顶内设有空调风管、电缆桥架、通丝吊杆、电线电缆等,如图1所示。
试验参照GB 4715-2005《点型感烟火灾探测器》,采用棉绳、聚氨酯塑料试验火。棉绳试验火为将90根长80 cm、重3 g的洁净、干燥的棉绳固定在直径为10 cm的金属圆环上,然后悬挂在支架上,点燃,如图2(a)所示;聚氨酯塑料试验火为将50 cm×50 cm×2 cm的无阻燃剂软聚氨酯塑料垫块叠在一起引燃,如图2(b)所示。棉绳为阴燃火源,发烟量相对较大;聚氨酯为有烟明火火源,发烟量相对较小。
试验火源位于试验区域的中心位置处,如图3所示。地铁车站在不同的营运季节将采用不同的空调通风模式,站内环境会发生相应变化,试验中模拟不同营运工况条件,如表1所示。
试验采用多点风速测试系统和温度记录仪监测烟气速度、温度。温度记录探头分别固定在火源正上方镂空格栅吊顶的上方和下方(吊顶上方探头距地3.5 m,吊顶
下探头距地3.0 m),距火源水平距离约2 m远的4个位置(吊顶上、下探头设置高度分别为4 m、3 m,同时监测吊顶上、吊顶下温度)。在火源四周的4个点型火灾探测器附近设置风速探头,高度与吊顶同高,约3 m。风速、温度探头设置位置见图4所示。选择火源正上方吊顶上、下作为分析对象;由于火源四周温度记录仪对称设置,故而选择圆圈标示中的2号测温点、火源正上方位置、位置5和位置7作为分析对象。
2 试验结果分析
地铁车站在不同的营运季节将采用不同的空调通风模式,送排风方式、风口风速、送风温度均会对烟气运动产生一定的影响。表2为试验时所模拟的不同通风空调工况站台送风口测试数据。
从表2中可知,全新风和过渡季两种工况送风口风速较大,而小新风和冬季工况相对较小。小新风和全新风为空调制冷,送风口送冷风,全新风时送风温度最低,过渡季和冬季工况送风不制冷。
2.1 阴燃火源烟气运动分析
图5、图6为烟羽流轴线上升速度对比。从图5、图6中可知,在各空调通风工况下,棉绳火烟羽流吊顶处垂直上升速度始终高于吊顶上。空调通风的影响减缓了棉绳火的燃烧,使同样质量的棉绳燃烧时间显著延长,棉绳火烟羽流的轴线上升速度变化相比无干扰环境较为平缓,吊顶上和吊顶处烟羽流上升速度整体均低于无干扰环境,烟气上升受风口送风的抑制作用明显,全新风和小新风影响更为显著,风口向下吹出的冷风迅速与烟气进行热交换,降低了烟气的上升浮力,同时对烟气形成一定的冲击和稀释。
图7为火源上方温度变化。由图7可知,空调通风工况对车站内环境温度的影响作用十分显著。在空调通风季吊顶上、下温度均比停运无干扰环境低。过渡季和冬季工况在试验后期吊顶上温度呈上升趋势,表明仍然有一定量的烟气进入了吊顶上部空间造成温度的升高,全新风工况时无论吊顶上、下温度均缓慢下降,反映出烟气难以上升至顶棚或仅有极小部分能够到达。
棉绳火在不同工况下,站台气流水平运动速度监测情况如图8所示。从图8可看出,停运无干扰环境下站台气流水平运动速度整体小于各空调通风工况。过渡季和全新风由于送风量大,气流水平速度变化情况相比最为显著。可见,通风空调系统运行使得站台内气流流动加强,吊顶高度处有水平气流运动,一定程度上将促进烟气的横向扩散。
图9为棉绳火烟气在无干扰环境和各种空调通风工况下实际运动情况。可以看到,在送风口送风影响下,烟羽流被吹散或偏离,上升运动受到抑制,吊顶下烟气向四周扩散趋势明显,其中以风口送风量最大的全新风和过渡季工况最为明显,相比无干扰环境站台的能见度明显降低。
2.2 明火火源烟气运动分析
在各空调通风工况下,聚氨酯火烟气能够到达顶棚,造成吊顶上部气流速度的升高,烟气上升速度吊顶下高于吊顶上,如图10～图12所示。在各种空调通风季,吊顶上温度均有大幅提高,温度峰值相比无干扰环境降低,到达温度峰值的时间略滞后,反映出明火火源烟气的热量较高,仍然能够快速上升至顶棚空间并积聚,受风口送风影响不显著。无干扰环境吊顶上、下温度在试验前期相差不大,在温度达到峰值时温差达到最大,吊顶下温度明显高于吊顶上,空调通风时吊顶上、下温差减小,全新风影响最显著,吊顶下温度甚至出现低于吊顶上的情况。可见,送风口送风对吊顶下的影响强于吊顶上空间。
水平气流监测情况与阴燃火源试验时类似,试验区域内在有空调通风扰动的情况下,气流流动增强,其中过渡季和全新风送风量大,最为明显,如图13所示。
图14为聚氨酯火烟气在停运无干扰环境和各种空调通风工况下的实际运动情况。从图中可以看到虽然几种工况下站台送风口送风量各不相同,但是聚氨酯燃烧产生的烟羽流仍然能基本沿垂直方向上升至顶棚空间,烟羽流整体受空调通风影响较小。
3 结 论
(1)对于棉绳类阴燃火和聚氨酯类明火火源,在空调通风工况下,送风对烟气的上升有不同程度的抑制作用,阴燃火源烟气受影响较显著,烟气整体运动速度低于停运工况下烟气运动速度,并在一定程度上延长了火源的燃烧时间。
(2)烟气温度在空调通风工况下整体低于停运无干扰环境,有制冷的空调通风工况下烟气温度低于无制冷的空调通风工况下的烟气温度。对于阴燃火源,烟气温度的降低,导致烟气很难升至吊顶上方,对于有烟明火影响相对较小。
(3)空调通风工况相对于停运无干扰环境下车站内气流流动显著增强,过渡季和全新风最为明显,阴燃火源烟气羽流向四周扩散的趋势增大。
参考文献
[1]GB 4715-2005,点型火灾感烟探测器[S].
[2]张昊,李宏文,刘旭.通风和环境温度对高大空间建筑火灾烟气运动的影响[J].建筑科学,2010,26(9):25-28.
烟气运动 篇7
入户花园式结构正是这一发展方向的一种体现。所谓入户花园,是指在入户门与客厅门之间设计了一个类似玄关的花园,起到入户门与客厅的连接过渡作用。入户花园将绿色生态引入了高层住宅的每户之内,同时丰富了室内的层次感,成为近两年高层住宅设计中最为流行的设计结构之一。然而与此同时,入户花园式结构对于住宅防火来说是一种新颖的设计方式。为了合理有效地评价火灾风险和指导防火设计,有必要深入探讨这样的结构形式对火灾发生后烟气运动产生的影响。
由于开展火灾实验研究具有高投入和高风险,因此数值模拟逐渐成为防火性能研究中的常用手段,尤其是20世纪90年代后,计算机应用的日益普及和飞速发展的计算机软硬件技术为火灾烟气运动数值模拟提供了功能强大的研究工具。火灾的数值模拟可以分为区域模拟和场模拟两种,根据2003年的统计,共有69种描述火灾烟气发展过程的模型(其中51种区域模型,18种场模型)。笔者结合实际工程案例,分别采用这两种模拟手段,对建筑物内不同的火灾场景情况进行模拟计算,并与未采用入户花园式结构的住宅设计方案进行比较,以分析入户花园式设计情况下的烟气运动的特性规律。
1 入户花园式结构对烟气运动的影响分析
图1为某高层住宅户型部分平面图,其中包含了典型的住宅入户花园结构。在传统设计的高层建筑中发生火灾后,前室是人员疏散的必经途径。而且由于前室内往往存在着竖井、通风口等结构,高温烟气进入后容易造成火灾的竖向蔓延。尤其对于没有防烟要求的楼梯通道,前室一旦积聚大量烟气,极易由于烟囱效应威胁到整栋楼内的人员。
入户花园式结构则使得室内与前室之间存在着一个比较空旷的地带。为了满足绿色生态化的要求,入户花园一般比较宽敞,且以阳台的形式与外界直接相通。当室内发生火灾时,由于房间分隔,火势难以向室外蔓延;而烟气通过门进入入户花园,是一个经过面积相对较小的开口进入开敞空间的过程,烟气流动通道横截面积增大,烟气流量可由式(1)确定。
m=ρvS (1)
式中:m为质量流量;ρ为烟气密度;v为烟气流速;S为烟气通道横截面积。
此时认为烟气密度变化较小,因此烟气流速将减慢,从而在入户花园形成了一个烟气缓冲的区间。同时,高温烟气由于浮力作用在上层流动形成顶棚射流,沿着上部空间向四周运动,当到达阳台顶部边缘,将形
成烟气溢流。溢流的烟气质量流率可以用式(2)表示。
m=0.185(Ql2)1/3(Z+Z2) (2)
式中:Q为火源功率(对于远火源的烟气溢流,Q的值可加入相应的修正系数);l为阳台宽度;Z为阳台以上的烟气层高度;Z0为修正高度。
可以看出,阳台面积越大,烟气溢流速率将越大,这样将能够显著减少烟气进入前室的流量。另外,由于入户花园的存在,烟气溢流向上运动时将会受到阻碍,因而从一定程度上来说,入户花园还能起到挑檐或窗槛墙的作用。
2 某高层住宅楼防火设计实例分析
为了对前述入户花园式结构防火功能分析进行验证,笔者结合某高层住宅楼防火设计过程的两种不同方案,利用数值模拟的手段对火灾烟气的危害性进行预测计算,从而论证入户花园式结构在住宅防火设计中的有效性。
2.1 研究对象
该住宅楼平面结构可分为起居区和餐饮区两部分,分别位于宅门进入后的两侧。原设计方案是通过一条走廊将两部分直接相连,走廊两侧分别为宅门和一个阳台。现设计方案将走廊和阳台合并为入户花园,并在入户花园的两侧设置阻隔玄关,仅留一门相通。图2给出了门口部分的平面结构。
对门口部分影响较大的火灾场景主要就是与其邻近的几个区域,并认为在门口(入户花园)一般不放置可燃物。因此,笔者针对客厅、餐厅和厨房这三个区域设置火灾场景,进行模拟计算。按照一般的住宅可燃物分布,利用热值统计方法和热释放速率的t2增长规律,得到火灾场景的计算结果如表1所示。
2.2 区域模拟计算及结果分析
区域模拟通常将烟气蔓延的空间分为上、下两个区域,即上部的热烟气区和下部的冷空气区,并假设两个区域内温度、组分等参数是均匀的。笔者采用CFAST软件,分别对该住宅楼的客厅、餐厅及厨房着火后的三个火灾场景烟气危害性进行模拟计算,计算时间设定为900 s。
火灾到达危险状态的判据有两种:(1) 烟气层高度小于危险高度;(2) 虽然烟气层高度大于危险高度,但烟气层温度达到180 ℃。这两种判据都在此次评估中使用,取较短的时间作为火灾达到危险状态所需时间。此次评估中,危险高度取1.8 m。
图3(a)～(c)给出了三个火灾场景条件下入户和前室两个部分的烟气层温度和烟气层高度随时间变化的情况,并根据危险判据确定达到危险状态的时间,将结果列于表2。
从烟气层温度和高度变化的曲线可以看出,现方案上层烟气温度的上升和烟气层高度的下降与原方案相比有所减慢。采用入户花园式结构后,烟气所能达到的最高温度明显降低,并能沉降到较高的高度趋于平衡。由于顶棚射流的发展特性,远离着火区域的墙壁处烟气会下降得较快。因此,当面积较大的客厅和距离较远的厨房着火后,烟气下降到危险高度的时间要短于温度上升到临界值的时间。
由于客厅面积较大,因此火焰导致的辐射传热影响较小,热量的传递主要依靠对流,因此即使在门口,温度上升到180 ℃的时间也比较长;而采用入户花园式结构后,在计算的时间范围内都不会达到危险温度。由于客厅火源功率比较大,烟气生成量也相对较大,因此烟气沉降与其他火灾场景相比更为迅速,但采用入户花园式结构后,达到危险的时间将延迟200 s左右。
餐厅和厨房起火后,温度上升就比较迅速,在门口处两种方案都能达到危险状态。对于餐厅的火灾场景,两者差别极小,对于厨房的火灾场景,采用入户花园式结构后时间稍有延长。原因是这个户型结构中入户花园的阳台仅为朝北面的一小段(见图2(b)虚线处)与外界直接连通,烟气以顶棚射流的方式从厨房或餐厅蔓延,需要风力或回流的方式才能从阳台排出。另外,由于厨房距离门口较远,烟气运动到门口速度降低,较易形成回流,因而入户花园对厨房的火灾场景具有明显的减缓烟气温度上升的效果。而客厅着火后,烟气按照流动方向可以直接流向阳台开口,因而烟气溢流较易形成,入户花园式结构的效果比较明显。在原方案的情况下,当阳台门关闭时,烟气进入门口后只有通过宅门向前室蔓延的途径,因而前室达到危险状态的时间与门口达到危险状态的时间相比,只是延长20 s左右,这对于整栋楼的人员疏散是非常不利的。而采用了入户花园式结构,前室的安全性得到了明显提高,烟气温度或高度都不会达到危险状态。
2.3 场模拟计算及结果分析
作为对区域模拟计算的补充,利用场模拟计算软件对入户花园式结构的作用做了进一步论证。采用的软件是火灾模拟软件FDS 4.0,该软件通过数值方法求解Navier-Stokes方程,来分析燃烧过程中烟气和热传导的过程。
图4(A)～(B)给出了客厅和厨房起火后的烟气蔓延过程中1.5 m高度处的温度分布图。场模拟的计算结果与区域模拟的计算结果相比,在具体时间的温度特征上有所差别,但是体现的趋势是完全相同的。而且通过FDS的计算结果能够更直观地看出,在原方案条件下,客厅或厨房着火后烟气能够迅速窜入狭长的过道并蔓延至前室;而采用入户花园式结构后,烟气在入户花园有滞留过程,而几乎没有高温烟气进入前室,入户花园起到了类似“蓄烟池”的功能,从而对整栋楼人员的安全疏散提供了保障。
3 结 论
(1)根据火灾烟气流动理论分析可知,住宅内采用入户花园式设计能够在门口处形成了一个与外界连通的开敞空间,使得烟气流动流速可以显著降低,并在边界形成烟气溢流,从而减少烟气的积聚。
(2)结合工程实例,笔者对是否采用入户花园式设计情况下的烟气蔓延过程进行模拟计算。通过区域模拟和场模拟两种手段进行比较论证,可以得到类似的烟气蔓延过程。并且与采用过道式设计方案相比,入户花园式设计能够显著延长烟气层达到危险状态的时间,并有效防止烟气进入前室,从而保证整个建筑内人员通过楼梯的安全疏散。
(3)需要注意的是,由于入户花园自身面积较大,无防烟分隔,并且处于住宅门口的关键位置,因此要求入户花园不得作为其他用途,尽量减少可燃物,以降低火灾发生的危险性。
摘要：入户花园是当今高档住宅楼的新型建筑形式,因此在防火设计中也有必要进行深入研究其火灾情况下的烟气运动特性。针对入户花园的结构特点,利用火灾动力学模拟方法对其对烟气运动的影响进行理论分析。结合工程实例,对比在门口采用过道式结构和入户花园式结构两种设计方案,分别利用区域模拟和场模拟对烟气危害性进行计算,主要分析入户花园式结构对阻隔烟气蔓延的有效性。结果表明,入户花园能够明显延缓烟气流动,阻止烟气进入前室,有利于建筑物内人员的安全疏散。
烟气运动 篇8
关键词：地铁,侧式站台,通风,烟气运动,数值模拟,能见度,排烟模式
地铁站台空间狭小,人群聚集,除各出入口与外界连通外基本封闭,火灾危险性较大。侧式地铁站台应用广泛,结构复杂,其站台防火主要是了解火灾发生位置、原因及火势大小、掌握烟气运动规律,不同事故通风条件下站台温度及能见度分布情况。模拟站台火灾发生后烟气蔓延情况、了解烟气运动规律并模拟不同工况下通风排烟对烟气运动的影响十分有必要。以成都某侧式站台为例,研究其站台温度及能见度分布情况及不同火灾工况下最佳通风排烟方式。
1 火灾烟气及站台工程概况
1.1 烟气的产生及特性
地铁站内的火灾烟气流动还有以下特点:扩散方向为水平和竖直扩散;烟气流动方向和人员逃生均为由下向上;烟气流动受出入口影响,使燃烧加剧;烟气流动速度随其温度升高而增大。
火灾发生后,一般采取机械通风,如果机械通风量足够,人员可以迎风撤离,如图1所示。若通风不足,热气流沿着送风方向回流,称为烟气的回流现象,如图2 所示。回流的产生与很多因素有关,如送风量的大小、火源强度、发生燃烧位置、站台结构等。
考虑烟气回流现象,要使烟气向一侧流动以便人员逃生,风速要大于某定值。GB 50157-2003《地铁设计规范》第19.1.39条规定站台发生火灾时必须保证站厅到站台的楼梯和扶梯口处有不小于1.5m/s的向下气流。
1.2 工程概况
模拟站台类型为地下一层侧式站台,地下一层由轨道两侧站台公共区、列车轨行区以及两端设备管理用房组成。站台长度为140m,高度为5m,为3.5m宽侧式站。站台有4个出入口,各出入口宽度均设置为4m,每个出入口都分布有楼梯和扶梯且满足技术要求和防火要求。车站共设2组6个风亭和1座冷却塔,1号组风亭布置在车站北侧西端,2号组风亭布置在车站北侧东端,冷却塔临近2号组风亭设置。车站两端隧道事故风机房内设置两台可逆转区间事故风机,风量为60m3/s,在火灾工况下开启射流风机(风量为18m3/s)辅助区间两端的事故风机进行推拉式通风,满足事故工况下规范对温度和风速的要求。此地下车站主体、出入口通道、风道的耐火等级为一级,分为8个防排烟分区。
2 设定及模型的建立
2.1 参数的设定
火灾的过程比较复杂,火源的大小及位置受很多因素影响,不容易确定。设定地铁火灾工况时一般采用t2火源形式进行简化处理。国内外对地铁火灾热释放速率的大小一般设定为5~50 MW。英美等国重点研究10MW的火灾工况。在我国,孟娜、杨光、林孙滔、林琳、梁强等研究地铁火灾烟气流动特性时,均将火源大小设为10 MW。综合国内外现有研究现状,将地铁站发生火灾时的火源功率的最大值设定为10 MW,火灾形式为t2快速发展火,火灾达到最大火源功率时间为462s。
采用FDS进行火灾模拟时,划分网格尺寸是决定计算时间和计算准确度的重要条件。FDS中一般采用六面体网格,网格的长宽比一般要求不大于2。对站台烟气蔓延不到的地方采用1m×1m×1m的网格可有效减少计算时间且不影响计算结果。在烟气蔓延区域进行局部加密,网格大小设置为0.5m×0.5m×0.2m,以增加计算结果准确性。
2.2 工况的设定
针对单层侧式站台发生火灾,结合站台模型、自身结构、使用等因素,共考虑两种火源位置,三种排烟模式,火源位置即为站台端部(由于站台较为对称,此处较为典型,故模拟此位置发生火灾具有代表性)和站台中部(站台此区域人口流动量较大,研究此处发生火灾具有实际意义),如图3和图4所示。排烟模式为全排烟、推送式加强排烟和起火区域局部加强排烟模式,此三种排烟模式为目前最有利于排烟疏散的通风方式。故火源位置与排烟模式相结合,设置6种火灾工况下通风排烟场景并对其进行数值模拟,如表1所示。
2.3 模型的建立
选取成都某地下单层侧式站台为研究对象,模型及站台风机分布,如图5和图6所示。主要研究其发生火灾后烟气蔓延机理。真实的地铁站台一般具有较复杂的系统结构,为了方便建模做如下简化:
(1)隧道、站台、排烟送风装置简化为长方体;
(2)各设备间处于常闭状态,发生火灾时烟气不进入此区域,故站台模型中各设备间未一一建模;
(3)站台未着火一侧通过地下通道与着火侧相连,烟气蔓延从顶部至站台地面,故不考虑烟气蔓延至此区域;
(4)指示牌、门把手、广告灯箱等小件物品忽略不计;
(5)模型网格的划分均采用六面体结构网格。
3 数值模拟结果及分析
共设置6种火灾工况,5个测点,测点分布在火源上方、站台公共区和出入口处。测点在火源上方时易监测火源强度变化情况;测点布置在站台公共区和出入口处,人员疏散及消防救援都必须经过此位置,便于掌握此处烟气及温度变化规律,为火灾工况下逃生提供数据参考。火源强度为10 MW,火源类型设置为t2快速增长火。
3.1 工况1模拟结果及分析
工况1场景下,火灾发生在站台端部。火灾发生后即刻进入事故通风模式,所有排烟口开启排烟,各风机按照各自相应的事故通风量进行排烟送风。部分测点的温度及能见度随时间的变化,如图7所示。
由图7可知,火灾发生后,火源附近温度、能见度波动幅度较大,最高温度接近800 ℃(450s左右)。其他区域420s以前温度均在50 ℃ 以下,350s前能见度均良好,最低能见度均为10m以上。由此可见,工况1事故通风条件下,350s之前整个站台能见度和温度均属于安全范围内,火灾形成烟气不会威胁到人员的安全疏散,此段时间为可利用安全疏散时间。
3.2 工况2模拟结果及分析
工况2场景下,火灾发生在站台端部。火灾发生后,火源所在防烟分区开启机械排烟模式,相邻防烟分区则向下送风,此种模式可称为推拉式通风。部分测点的温度及能见度随时间的变化,如图8所示。
由图8可知,火灾开始后,火源附近温度在150s内上升至300 ℃,420s左右直线上升至最高温度800 ℃。100s内能见度在10~30m范围内有较大波动,此后到450s时能见度均在5m以上。站台其他区域600s以前温度均在100 ℃以下,且温度始终不超过150 ℃,420s前能见度均维持在10m以上。综上所述,工况2事故通风条件下,450s前站台能见度在10m左右,温度不超过60 ℃,站台救援环境气温和能见度有利于疏散。
3.3 工况3模拟结果及分析
工况3场景下,火灾发生在站台端部。火灾发生后,起火防烟分区开启机械排烟,与火源相邻防烟分区则关闭通风排烟,可加强起火区域内排烟效果,增大排烟量。部分测点的温度及能见度随时间变化,如图9所示。
由图9可知,火灾发生后,火源附近温度迅速上升至300 ℃,大约480s达到最高温度800 ℃左右。120s以内能见度急剧下降到5m左右,此后300s时间内能见度在5~10m之间小幅波动。其他区域360s时温度还保持在50 ℃左右,此后温度呈上升趋势,并在150 ℃以下范围内有较大波动。270s时间范围内能见度不变,270~360s能见度急剧下降至10m左右。此段时间火势迅猛,火灾烟气迅速蔓延至充满整个区域。综上所述,工况3事故通风条件下,烟气在300s时间范围内蔓延速度极快,但能见度仍在10m以上,此段时间除火源附近外其他区域温度较低,适合人员疏散。
3.4 工况4模拟结果及分析
工况4场景下,火灾发生在站台中部。火灾发生后即刻进入事故通风模式,所有排烟口开启排烟,各风机按照各自相应的事故通风量进行排烟送风。部分测点的温度及能见度随时间的变化,如图10所示。
由图10可知,火灾发生后,火源处120s内温度迅速上升至400℃,最高温度达410℃(810s左右时)。480s内能见度波动较大,但其平均能见度大约为10m。站台其他部分前120s温度基本不变,120~500s温度总体呈上升趋势,此后温度保持在250 ℃ 以下范围小幅波动。240s内能见度基本保持不变,240~480s内站台烟气迅速蔓延,能见度直线下降。综上所述,工况4事故通风条件下,在360s以内能见度均保持在10m及以上,最高气温不到450 ℃,站台总体温度较高,站台火源一侧总体温度高于右侧。在此火灾工况下,消防救援应注意站台降温,且尽量选择离火源较远一侧出口撤离。
3.5 工况5模拟结果及分析
工况5场景下,火灾发生在站台中部。火灾发生后,火源所在防烟分区开启机械排烟,相邻防烟分区则向下送风即推拉式通风。部分测点的温度及能见度随时间的变化,如图11所示。
由图11可知,火灾发生后,火源处120s内温度迅速上升至350℃。在0~360s内能见度在5~30m范围内大幅波动,在360~540s时间范围内在5~10m范围变化。站台其他部分400s之前温度均处于100 ℃以下,0~240s能见度不变,240~480s烟气迅速蔓延,能见度直线下降至5m,此后烟气蔓延速度基本不变。综上所述,工况5事故通风条件下,在360s以内能见度均保持在10m及以上,证明烟气被很好地控制,且站台温度在此时间段内保持在65 ℃以下,火灾发生后的360s内站台环境适合消防救援及灭火。
3.6 工况6模拟结果及分析
工况6场景下,火灾发生在站台中部。火灾发生后,起火防烟分区开启机械排烟,与火源相邻防烟分区则关闭通风排烟,可加强起火区域内排烟效果,增大排烟量。部分测点的温度及能见度随时间的变化,如图12所示。
由图12可知,火灾发生后,火源附近150s内温度呈上升趋势,最高温度为510 ℃(810s时)。420s内平均能见度为10 m。站台其他区域前150s内温度保持不变,此后150~540s温度总体上升至150 ℃。330s内能见度基本保持不变,330~450s能见度直线下降至5 m左右。综上所述,工况6事故通风条件下,在360s以内能见度均保持在10m及以上,烟气被很好地控制,且站台温度在此时间段内保持在70 ℃ 以下,火灾发生后的360s内站台环境适合消防救援及灭火。
4 结论
(1)通过模拟分析确定:火源位于站台端部时推送式加强排烟模式(即工况2)为最佳通风模式,450s内温度低于60 ℃,能见度在10m左右,有利于人员疏散;火源位于站台中部时局部加强排烟模式(即工况6)为最优模式,360s内站台烟气温度与能见度保持良好,有利于人员疏散及救援。
(2)火源位于站台中部时最高温度约为410 ℃,火源位于站台端部时最高温度约为790 ℃,说明火源处于较开阔地带有利于散热。
船舶烟气海水脱硫的模拟和设计 篇9
(上海海事大学 a. 商船学院; b. 海洋科学与工程学院， 上海 201306)
0 引 言
MARPOL 73/78公约附则Ⅵ修正案要求，2012年开始，全球重质燃油的含硫量降至3.5%，在未来几年内可能降至0.5%的标准.而欧盟则已执行更严格的0.1%标准，因此船舶烟气脱硫势在必行.
目前，国内外海滨煤电厂烟气多采用海水脱硫技术[1].该技术一般分两类：(1)不添加任何化学物质，仅利用天然海水的碱性吸收SO2；(2)在海水中添加一定量的石灰或者是含石灰的碱性物质, 以提高海水的碱性.这两种技术的基本原理一样，均为酸碱中和反应.对船舶采用海水进行烟气清洗脱硫，除了烟气中SO2含量满足公约排放标准以外，入海海水的pH值也需满足不小于6.5的标准[2].因船舶的特殊性，设计船舶海水脱硫装置时必须考虑：(1)海船航行于世界各地，各地海水理化性能变化、各地加装的燃油中含硫量变化和船舶主机工作状态变化都会对海水脱硫装置的脱硫效率产生影响；(2)在对脱硫海水进行水质恢复再生过程中，必须尽量减少海水稀释量以节约能源.因此，为研究船舶海水脱硫过程中各个参数(烟气特性、海水理化性能)对脱硫效率和脱硫后海水pH值的影响，本文利用Aspen Plus V7.2模拟船舶海水脱硫过程.
1 设计计算
1.1 相关参数
船舶使用3.5%含硫量的重质燃油，经过烟气净化装置要达到0.1%的最终排放标准，则烟气净化装置的脱硫效率必须达到97.14%.模拟设计海水脱硫装置的脱硫效率为98.00%.
1.1.1 烟气特性
船舶柴油机模拟对象[3]B&W 6L90 GBE(20 200 kW，97 r/min)，烟气量为110 000 N·m3/h，模拟中烟气压强取大气压强(P烟气=101 325 Pa)，密度取空气密度(ρ烟气=1.293 kg/m3).当该柴油机燃烧3.5%含硫量的HFO(HFO主要成分见文献[3])时，在84%负荷状态下，柴油机排放烟气的主要成分及体积分数见表1(其中SO2分压强PSO2=77 Pa)，O2和CO2的体积分数由文献[3]中柴油机(B&W 6L90 GBE)排气成分的质量分数转换而得，SO2体积分数参考文献[2]理论计算求得.燃烧产物CO，NOx，碳氢化合物(HC)在总成分中含量很少，且不参与模拟反应，所以未考虑在内.在上海海事大学主机实验室的东风6135柴油机(额定功率162 kW)上试验发现，柴油机烟气中O2和CO2的体积分数与柴油机的负荷有很大关系.
表1 模拟研究中烟气成分及体积分数
1.1.2 海水特性
1.2 模拟假设
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
1.3 计算
(1)在一标准大气压强下，SO2在25 ℃海水中的相平衡曲线方程[6]
(7)
式中：y表示烟气中SO2摩尔分数；x表示海水中SO2摩尔分数.
(2)最小液气比物质的量之比计算.下面计算中，参数下标1表示吸收塔下端，下标2表示吸收塔上端.
y1=7.6×10-4
由式(7)计算得
x1=12.5×10-5
由脱硫效率98%得
y2=1.52×10-5
x2=0
(ne/ng)min=(y1-y2)/(x1-x2)=5.95
实际液气比取最小液气比的1.2倍
(ne/ng)实际=1.2×5.95=7.14
将(ne/ng)实际换算为体积比，有
因此，实际需要的海水量约625 m3/h.烟气高温且呈酸性，考虑到压强降引起柴油机性能和吸收比表面积对脱硫效率的影响，模拟填料采用陶瓷鲍尔环(DN35).参照阶梯法图解[7-9]可得理论级数NT=3，填料层高度4.2 m.
软件Aspen Plus V7.2利用质量守恒和能量守恒，并结合亨利定律和一些热力学公式进行数学计算.模拟时填料塔逆流吸收SO2.利用软件的设计规定模块得：98%的脱硫效率，理论吸收需要的最小海水量535 m3/h，理论最小液气比4.87 L/m3.考虑到吸收塔的效率和吸收推动力的需要，模拟进塔海水量仍为最小海水量的1.2倍(即进塔海水量625 m3/h)，设计不同的级效率，满足98%的脱硫效果.模拟结果显示：填料高度4.2 m，塔径5.95 m，吸收操作压强降1 566 Pa.
2 脱硫效率和脱硫后海水pH值影响因素
以下各项模拟中基本参数设置如下：海水温度20 ℃，海水流量625 m3/h(即液气比5.68 L/m3)，海水初始pH值8.21；烟气温度170 ℃，烟气量110 000 Nm3/h，烟气成分及体积分数见表1.
每次模拟仅改变其中一个参数.如模拟烟气温度对脱硫效果的影响时，仅改变烟气温度，其余基本参数设置不变.
海水对SO2的吸收可分为物理吸收和化学吸收.物理吸收主要与温度和SO2的分压强有关，温度越低，SO2分压强越大，物理吸收越强；海水的化学吸收能力理论上由海水的碱度代表[7].
2.1 烟气特性
2.1.1 烟气温度
船舶正常航行时，废气锅炉出口温度一般约170 ℃.考虑到柴油机有时低速航行以及燃油燃烧不良、锅炉积炭等多种因素的影响，故模拟烟气温度120～190 ℃，见图1.
模拟数据显示：烟气温度120～190 ℃，相应的脱硫海水出塔温度26.7～30.7 ℃.吸收塔逆流操作时，进塔的高温烟气首先与出塔海水接触，气液界面处液膜中SO2浓度与烟气中的SO2分压强满足亨利定律[8,10]，因此出塔海水中的含硫总量和进塔烟气中的SO2浓度(或分压强)与出塔海水的温度有关，而与进塔烟气温度无直接关系，进塔烟气温度仅通过影响出塔海水温度改变脱硫效率.烟气温度变化范围虽较大(120～190 ℃)，但出塔海水温度变化很小(26.7～30.7 ℃)，因此出塔海水温度影响物理吸收的程度较低，所以脱硫效率和出塔海水的pH值变化范围都不大.从图1中可以看出，随着烟气温度的大幅度降低(此时出塔海水温度稍有降低)，脱硫效率有一定提高，但脱硫后海水的pH值变化很小，主要是由于出塔海水中已经达到SO2溶解平衡，故出塔海水的pH值仅随出塔海水温度的降低而略微减小.
图1 烟气温度对脱硫效果的影响
2.1.2 SO2分压强
烟气中不同SO2分压强对脱硫效果的影响见图2.
图2 SO2分压强对脱硫效果的影响
当SO2分压强很低时，脱硫后海水的pH值很高.随着分压强的增加，pH值也急剧下降.SO2分压强大于55 Pa后，pH值下降缓慢，主要是由于出塔海水中SO2已达到溶解平衡.故随着SO2分压强增加，物理吸收缓慢增加，造成出塔海水的pH值缓慢降低.
2.1.3 CO2分压强
在柴油机整个负荷变化范围内，烟气中的CO2体积分数变化很大，但最小的CO2体积分数仍比SO2的大很多，且CO2与SO2比例仅与含硫量有关[2]，与过量空气系数无关.海水吸收SO2的过程中，烟气中SO2和CO2总是同时参与吸收过程，两者的分压强均对吸收存在影响.CO2分压强对脱硫效果的影响见图3.
图3 CO2分压强对脱硫效果的影响
从图3中可以看出，CO2分压强变化对脱硫效率有一定影响.当CO2分压强增加较大时，式(5)和(6)的正向反应速度小于逆向反应速度，反应朝逆向进行，从而抑制SO2的化学吸收，故脱硫效率有一定的下降.而脱硫后海水的pH值稍微增加，因为碳酸是一种比亚硫酸酸性弱的中弱酸，所以随着CO2分压强的增加，海水中碳酸量增加，亚硫酸量减少，脱硫后海水的pH值略微有所上升.
2.2 海水理化性能
2.2.1 海水温度
海水温度变化对脱硫效果的影响见图4.
图4 海水温度对脱硫效果的影响
2.2.2 液气比
海水与烟气的液气比对脱硫效果的影响见图5.从图中可以发现，当液气比很小时，由于海水的碱度不够，脱硫效率低.随着液气比的增加，脱硫效率急剧增大，当液气比大于6.0 L/m3后，脱硫效率接近1.而脱硫后海水的pH值随着液气比的逐渐增加，先缓慢降低，然后快速上升，当液气比约为5.5 L/m3时，pH值最低.原因可能是：当液气比在3.0～5.5 L/m3时，虽然出塔海水中SO2都已达到溶解平衡，但液气比越小，出塔海水温度越高，SO2溶解度越小，pH值越高.
图5 液气比对脱硫效果的影响
2.2.3 海水碱度
图6 碱度对脱硫效果的影响
3 脱硫后出塔饱和海水pH值实验
除模拟研究外，同时进行脱硫饱和海水pH值的实验研究：上海海事大学主机实验室东风6135柴油机(额定功率162 kW)，60%负荷时运行，燃烧1.5%含硫量的燃油，烟气温度138 ℃,此时柴油机烟气主要成分和体积分数见表2.实验配置盐度为3.4%的人工海水，温度16.6 ℃，初始人工海水pH值7.94.
表2 实验研究中烟气成分及体积分数
根据第1.3节的计算，得到理论最小液气比2.824 L/m3.实验如下：液气比在3.0～4.0 L/m3范围内，利用人工海水对柴油机含硫烟气进行SO2吸收，测量吸收SO2后的出塔海水pH值.同时利用Aspen Plus V7.2进行相应状态的操作模拟.实验和模拟结果见表3.
表3 液气比与饱和海水pH值关系
4 结 论
(1)SO2分压强、液气比、海水温度和碱度对脱硫效率和脱硫后饱和海水的pH值影响较大：随着SO2分压强的降低和海水碱度的增加，脱硫效率和脱硫后饱和海水的pH值都增大；随着海水温度的降低和液气比的增大，脱硫效率提高，而脱硫后饱和海水的pH值先减小后增加，在整个范围内有一最小值.总之，脱硫后饱和海水的pH值变化较小，一般为2.6～3.0，与文献[11]结论基本一致.
(2)烟气温度和CO2分压强对脱硫效率和脱硫后饱和海水的pH值影响较小.
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烟气运动 篇10
隧道不仅缩短了中心区之间的距离,减少盘山公路,保障行车安全,而且可以改善线性和交通运输条件,提高车速,增加通行能力,也可以和当地环境协调,保护自然景观。但是,在隧道给人们生产、生活带来便利的同时,作为主要灾害的火灾也频繁发生。例如,1995年阿塞拜疆巴库地铁火灾(558人死亡,269人受伤),1999年法国-意大利间的勃郎峰公路隧道火灾(大火烧了53小时,造成39人死亡,30余辆车烧毁),1999年奥地利托恩公路隧道火灾,2000年瑞士圣哥达公路隧道火灾(11人死亡,128人失踪),2003年韩国大邱市中区地铁1号线中央路车站火灾(造成196人死亡、147人受伤)[1]。
大量的火灾实例表明,导致人员伤亡最主要的因素并不是火源点及其燃烧产生的高温,而是火灾本身燃烧产生的烟气。据英国、日本的火灾统计资料显示,在火灾发生导致死亡的人数中,因烟气死亡所占的比例高达78.9%[2],而在解决隧道排烟问题上纵向通风技术已经开始应用[3,4,5,6,7,8,9]。其应用策略是在保证烟气层维持一定时间分层的前提下合理排烟。在实际中,很多隧道都是存在坡度的,这就可能产生烟囱效应,导致倾斜隧道内烟气的扩散速度会与水平隧道不同,进而影响到纵向通风排烟策略。本文通过在中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室进行的小尺寸隧道火灾实验,研究纵向通风情况下隧道内的烟气随坡度、火源功率及纵向烟控风速变化的运动规律,可为隧道火灾人员疏散提供参考依据。
1实验设计方案
1.1实验现场简介
该试验台全长72m,其中纵向通风风机段长6m。试验台一端安装集烟罩。试验段长66m,由11个长6m的单元连接而成,编号为l到11。试验段采用钢结构框架作为骨架,顶部及侧壁均由防火玻璃作为围护材料,以便于观察烟气流动形态。隧道试验台的横段面为矩形,宽1.5m,高1.3m,下部的支撑钢结构框架高0.8m,如图1、2所示。
而在实验中我们取了其中的6m,具体设置布点如下:
(1)顶棚热电偶串距顶棚3cm,共24个,0-1.8m之间间隔0.2m,共10个,1.8-6m之间间隔0.3m,共14个。
(2)热电偶串距隧道地面20cm,间距8cm,共8个,总高76cm,布置4个,沿隧道纵向位置布置在1m,2.2m,3.4m,5.8m处。如图3。
1.2实验工况简介
实验中采用了两种火源功率,即120kW和60kW。大部分实验关注的重点是火灾稳定阶段的流场,因此实验中需要采用稳定、可控的火源系统。因此实验工况均采用液化气作为燃料,其优点是火源功率稳定且调节方便,燃烧产物清洁。结合实验中不同纵向烟控风速来设置工况,具体如表1所示。
而火源功率是通过稳压流量计(图4)来调节液化气的流量使用图5所示多孔燃烧器实现的。
2烟气层高度计算方法
烟气层的高度经常用烟气层界面(Smoke layer interface)距地面的高度表示,在有些情况下也用本身的厚度表示。建筑内烟气的实际分布如图6所示,即在高温烟气层与低温空气层之间存在一段过渡区域(Transition zone),而不是在某一位置发生“突变”或“阶跃式”变化。该过渡区域底部高度通常被称为烟气前沿(First indication of smoke),烟气层界面应指过渡区域的中间位置。了解烟气层的变化对于减轻或消除火灾烟气危害具有重要的意义。
烟气层界面的位置可以根据温度、能见度或代表燃烧产物浓度的分布状况进行判断。据实验测量或模拟计算,可以发现在烟气层界面附近,温度、能见度或燃烧产物浓度分布在纵向上是连续变化的,不过变化速率比较剧烈。对于如何根据这种连续变化的烟气特性参数确定烟气界面的高度,文献中提出了多种方法,其中最著名的是由Cooper等人提出的N-百分比法则(N- percentage rule)[10]。
N-百分比法是指如果某点相对于室内初始温度的温升超过该点所在竖直方向上最大温升的N%,便认为该点处于烟气层中,如图7所示。这种方法得到的烟气层界面位置与N取值有关,N越大,烟气层界面位置则偏高,反之则偏低。对于竖直方向温度梯度很大的温度分布,N取不同的值对烟气层界面位置的影响较小;而对于竖直方向温度梯度不大的温度分布,N取不同的值对烟气层界面位置的影响较大。在小尺寸隧道火灾实验中,考虑到隧道内能达到的最高温升和温度采集系统的精度,取N为20。
3实验结果分析
3.1纵向烟控风速对烟气层沉降的影响
图8为隧道坡度、火源功率相同而纵向烟控风速不同情况下,距火源下游3.4m处烟气层沉降情况,从图中可以看到,纵向风速为0.6m/s时,烟气在20s内就沉降到0.5m,而纵向风速为0.3m/s时,烟气沉降到0.5m需要近80s的时间。
图8表明:纵向烟控风速对烟气层沉降影响较大,且风速越大烟气沉降速度越快,这主要有两个原因。一是因为风速越高,压烟气与周围的冷空气热交换越充分,温度下降越快,从而越易沉降;另一个原因是当风速较大时,火源下游的烟气层发生紊乱,从而烟气沉降快。
3.2火源对烟气层沉降的影响
图9为隧道坡度、纵向烟控风速相同,而火源功率不同的情况下,距火源下游5.8m处烟气层沉降情况对比。火源功率为120kW时,烟气在10s内就沉降到0.65m处,而烟气层继续沉降,沉降到0.3m时需要近60s;火源功率为60kW时,烟气沉降到0.65m大概需要15s,随后,烟气层继续沉降,在30s内就沉降到0.3m。
结果显示:在距隧道顶部较近的范围内,火源功率越大,其产生的烟气热膨胀力越大,因此烟气沉降较快;而在距隧道顶部较远的位置,火源功率越小,供给烟气层的对流热越少,烟气层温度越低,浮力越小,则烟气层越易沉降。
3.3坡度对隧道内烟气扩散的影响
图10为隧道火源功率、纵向烟控风速相同,而隧道坡度不同的情况下,距火源下游5.8m处烟气层沉降情况对比。坡度为0的工况下,烟气层在30s内就沉降到0.6m,而坡度为5%时,烟气层沉降到0.6m处则需要近40s的时间,坡度为3%的工况下,烟气层沉降到0.6m处需要近180s的时间。
实验结果表明:没有坡度的隧道,烟气层沉降速度最快,坡度为3%的隧道烟气沉降速度最慢。这是因为没有坡度的隧道不会产生烟囱效应,只靠纵向通风及热膨胀促使烟气运动,而当纵向烟控风速很小时,单靠热膨胀不足以驱使烟气纵向运动,而是使烟气堆积沉降,所以烟气层沉降快。而带有坡度的隧道会产生烟囱效应,从而驱使烟气沿着隧道坡度上升的方向运动,因此,在相同情况下,带有坡度隧道的烟气纵向扩散速度比水平隧道的要快,从而烟气层沉降速度要慢些。而坡度为5%的隧道要比3%的沉降要快,这是由于坡度为5%的冷空气卷吸能力比3%的要强烈,烟气降温也快,因此,烟气沉降速度也快。
4总结
本文通过在中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室进行的小尺寸隧道火灾实验,得出了以下结论:
(1)纵向烟控风速、火源功率以及隧道坡度都对烟气层沉降有重要影响。
(2)火源功率越小,供给烟气层的对流热量越少,烟气层温度越低,浮力越小,则烟气层越易沉降。
(3)纵向烟控风速越大,烟气层冷却越快,从而越易沉降。
(4)坡度越大烟气所受到的浮升力越大,冷空气的卷吸能力越强,因此烟气降温越快,烟气层沉降速度也越快。
摘要：通过在中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室进行的小尺寸隧道火灾实验,研究了不同坡度、火源功率以及纵向烟控风速对隧道内烟气运动的影响。结果表明:隧道坡度、火源功率与纵向烟控风速的大小对烟气层沉降都有着重要的影响。坡度越大烟气所受到的浮升力越大,冷空气的卷吸能力越强,因此烟气降温越快,烟气沉降速度也越快。纵向烟控风速越大,烟气层冷却越快,从而越易沉降。火源功率越小,供给烟气层的对流热量越少,烟气层温度越低,浮力越小,则烟气层越易沉降。
关键词：隧道火灾,烟气沉降,坡度,纵向烟控风速,火源功率
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