通风模拟

2024-06-26

通风模拟（精选九篇）

通风模拟篇1

1 隧道通风计算

1.1 需风量计算

1.1.1 稀释CO及烟雾需风量计算

1)稀释CO的需风量。

根据JTJ 026.1-1999公路隧道通风照明设计规范,隧道内的CO排放量计算公式为:

$Q_{C Ο} = \frac{1}{3.6 \times 10^{6}} \cdot q_{C Ο} \cdot f_{a} \cdot f_{d} \cdot f_{h} \cdot f_{i h} \cdot L \cdot \sum_{m = 1}^{n} (Ν_{m} \cdot f_{m})$ (1)

稀释CO的需风量按下式计算:

$Q_{r e q (C Ο)} = \frac{Q_{C Ο}}{δ} \cdot \frac{Ρ_{o}}{Ρ} \cdot \frac{Τ}{Τ_{o}} \times 10^{6}$ (2)

2)稀释烟雾浓度需风量。

隧道内烟雾排放量,可通过下式计算:

$Q_{Ⅵ} = \frac{1}{3.6 \times 10^{6}} \cdot q_{Ⅵ} \cdot f_{a (Ⅵ)} \cdot f_{d} \cdot f_{h (Ⅵ)} \cdot f_{i (Ⅵ)} \cdot L \cdot \sum_{m = 1}^{n_{D}} (Ν_{m i} \cdot f_{m (Ⅵ)}) (3)$

稀释烟雾的需风量为:

$Q_{r e q (Ⅵ)} = \frac{Q_{Ⅵ}}{k}$ (4)

按照以上计算公式,考虑不同的行车速度(40 km/h,30 km/h,20 km/h)及阻塞工况(10 km/h,以1 km计),按稀释CO和稀释烟雾浓度两种要求,分别计算需风量。

1.1.2 稀释空气中异味的需风量

《公路隧道通风照明设计规范》3.4.6条规定:隧道空间不间断换气频率,不宜低于5次/h;交通量小或特长隧道,可采用3次/h～4次/h。

土地坳隧道换气频率定为5次/h。因此,稀释空气中异味的需风量可用下式表达:

Qreq(YW)=L×A×n/3 600 (5)

规范中3.4.6条还规定:采用纵向通风的隧道,换气风速不应低于2.5 m/s。在此规定下,隧道内稀释空气中异味的需风量应同时满足:

Qreq(YW)=2.5×A (6)

根据式(5),Qreq(YW)=266.7 m3/s。

根据式(6),Qreq(YW)=164.4 m3/s。

1.1.3 火灾时的需风量

为保证火灾发生时,着火点处的烟气不向后方倒流而危及后继车辆的安全,要求隧道内必须保证具有最低的临界风速vc,可按2 m/s～3 m/s取值。本设计取vc=3.0 m/s。

由临界风速vc和隧道通风断面积A即可求得火灾时的需风量:

Qreq(HZ)=vc×A (7)

代入数据,得火灾时的需风量Qreq(HZ)=197.3 m3/s。

1.1.4 需风量的确定

结合以上分析,由隧道内需风量计算结果可以发现:无论按哪种行车速度计算,稀释空气中异味的需风量最大。因此,确定隧道近、远期需风量都为266.7 m3/s。

1.2 通风计算

采用全射流纵向通风方式。

1)基本公式。

a.自然风阻:

$Δ Ρ_{m} = (1 + ζ_{e} + λ_{r} \frac{L}{D_{r}}) \frac{ρ}{2} v_{n}^{2}$ (8)

b.交通通风力:

ΔPt=Am/Ar×ρ/2×[n+×(vt(+)-vr)2-n-×(vt(-)+vr)2] (9)

c.通风阻力:

$Δ Ρ_{r} = (1 + ζ_{e} + λ_{r} \frac{L}{Ρ_{r}}) \frac{ρ}{2} v_{r}^{2}$ (10)

d.全射流通风风机台数:

$i = \frac{Δ Ρ_{r} + Δ Ρ_{m} - Δ Ρ_{t}}{Δ Ρ_{j}}$ (11)

本设计选用1120和900两种可逆型射流风机进行比选,1120型风机参数:出口风速vj=34.2 m/s,出口面积Aj=0.985 m2,电机功率Wj=37 kW;900型风机参数:出口风速vj=30.1 m/s,出口面积Aj=0.636 m2,电机功率Wj=22 kW。

2)计算结果见表1。

3)风机配置。

根据以上计算结果,可以给出土地坳隧道的射流风机配置,见表2。

2 隧道通风数值模拟

2.1 控制方程

为了便于对各控制方程进行分析,并用同一程序对各控制方程进行求解,现建立各基本控制方程的通用形式:

$\frac{\partial}{\partial t} (ρ φ) + d i v$ (ρuφ)=div(Γgradφ)+S (12)

其展开形式为:

$\begin{array}{l} \frac{\partial (ρ φ)}{\partial t} + \frac{\partial (ρ u φ)}{\partial x} + \frac{\partial (ρ v φ)}{\partial y} + \frac{\partial (ρ w φ)}{\partial z} \\ = \frac{\partial}{\partial x} (Γ \frac{\partial φ}{\partial x}) + \frac{\partial}{\partial y} (Γ \frac{\partial φ}{\partial y}) + \frac{\partial}{\partial z} (Γ \frac{\partial φ}{\partial y}) + S (13) \end{array}$

其中,φ为通用变量,可以代表u,v,w,t等求解变量;Γ为广义扩散系数;S为广义源项。式(12)中各项依次为瞬态项(transient term)、对流项(convective term)、扩散项(diffusive term)和源项(source term)。对于特定的方程,φ,Γ和S具有特定的形式。

2.2 模型建立

计算模型示意图以及隧道横断面图分别见图1,图2。

2.3 模拟结果

通过数值模拟得出了隧道内的速度场和压力场,更直观了解到隧道内的气流分布以及压力分布情况。

3 结语

文中对土地坳隧道进行了通风计算,选定风机类型和风机数量,并进行数值模拟,为同类型隧道通风计算提供参考。由于条件限制,没能对隧道内的速度场以及压力场进行实际测试,建议在条件允许的情况下,进行实际测试并与数值模拟结合优化设计。

参考文献

[1]JTJ 026.1-1999,公路隧道通风照明设计规范[S].

[2]周勇狄.长大公路隧道火灾数值模拟及逃生研究[J].长安大学,2006(8):63-64.

[3]王永东,夏永旭.公路隧道纵向通风数值模拟[J].中国公路学报,2002(1):123-124.

[4]石平.公路隧道通风局部效应三维数值模拟分析与研究[J].长安大学,2004(13):108-109.

[5]奚峰,蒋卫艇.苏州独墅湖隧道通风设计[J].地下工程与隧道,2007(4):78-79.

离心通风机整机定常流动数值模拟篇2

离心通风机整机定常流动数值模拟

对一离心通风机在设计工况时的`整机内部流场进行了数值模拟,捕捉到了离心通风机内部许多重要的流动现象,证实了蜗壳、叶轮间相互作用引起的整流场不对称性,并预示了叶轮内部的重要流动特征.所得到的分析结果对探讨影响离心通风机效率的原因、改进叶型设计、扩大运行工况范围等研究内容,提供了重要的理论依据.

作者：李新宏何慧伟宫武旗黄淑娟作者单位：西安交通大学能源与动力工程学院,陕西,西安,710049 刊名：工程热物理学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF ENGINEERING THERMOPHYSICS 年，卷(期)： 23(4) 分类号：O355 关键词：通风机湍流数值模拟

通风模拟篇3

关键词：计算流体动力学畜禽养殖场所环境模拟两种通风模式

中图分类号：U463.65+1 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2012）12（c）-00-03

影响农村畜禽健康和生产性能的因素很多，既有品种、饲料和防疫问题等因素，也有生存环境问题等因素。当品种、饲料和防疫问题基本解决以后，禽畜的生存环境对畜禽健康和生产性能将起到决定作用。禽畜的生存环境一般由空气的温度、湿度、气流（风）速度和太阳辐射等温热因素综合而成。文献[1]指出当环境温度达到32 ℃以上时，鸡会发育缓慢，产蛋率下降，蛋壳变薄易碎，甚至死亡。文献[2]指出气流对家禽健康的影响，主要出现在寒冷的环境下，低温高速气流进入畜禽养殖场所，易于使畜禽发生关节炎、神经炎、肌肉炎等，甚至引起冻伤。在以上众多因素中，通风换气是第一要素。文献[3]指出通风换气不仅可以在高温的夏季通过加大气流促使畜禽的散热使其感到舒适，以缓解高温对家禽的不良影响，还可以防止养殖场所内潮湿，保障场所内空气清新，改善畜禽养殖场所内的环境质量。畜禽养殖场所内通常采用机械通风方式进行场所内的通风换气。因此，如何合理的为畜禽养殖场所设计机械通风系统，如何采用合理的方法预测畜禽养殖场所内的环境状态，保证畜禽养殖场所内的环境状况满足畜禽生产和健康的要求，就显得非常重要。

计算流体动力学是通过计算机数值计算和图像显示，对包含有流体流动和热传导等相关物理现象的系统所做的分析，它可以得到在某种条件下的流场各个位置上的物理量，以及这些物理量随时间的变化。该文采用计算流体动力学的方法对两种通风模式下养猪场所内的流场进行模拟，利用得到的气流场以及温度场等数据评价养殖场所内通风条件是否符合要求，以期望进一步对通风系统进行优化。

1 畜禽养殖场所物理模型

选择桐庐农村某种猪场的养殖场所为研究对象，其物理模型尺寸及边界条件均为实际测量参数。种猪养殖场所内空间尺寸为：5 m（长）×4 m（宽）×4.6 m（高），其中走廊空间尺寸为1 m（长）×4 m（宽）×4.6 m（高）。由于猪栏为栅栏形式，栏高0.8 m，栅栏之间缝隙很大。在一侧墙上装有1台风机，风机直径为0.85 m，5叶片，轮毂直径为0.61 m，风机位于墙面的正中心。猪舍底部设有1条排尿沟，截面尺寸为0.1 m×0.1 m。猪舍两侧墙上的窗户尺寸均为0.1 m×0.1 m。两种通风模式下养殖场所内的立体布置图如图1所示。

图1 两种通风模式下养殖场所内立体图

在对养殖场所进行建模时，不可能将场所内的每一件物件都进行非常准确的建模，有的应该省略，有点应该适当简化，其目的是为了降低建模和网格划分难度，节省计算时间。故对该养殖场所做出如下省略及简化：（1）由于猪舍内栅栏较低且缝隙很大，故在建模时省略。（2）猪体是猪舍内的主要热源，对猪体进行合理的处理关系到养殖场所内气流场和温度场模拟的准确性。由于猪体是不规则形状，且在场所内为运动状态，故该文直接假定猪舍内的两面墙为发热源。（3）由于养殖场所内的窗户与走廊相比可以近似忽略不计，故在建模时忽略了窗户的

影响。

2 模型的网格划分

物理模型建立完成以后，需要对模型进行网格划分。整个流体区域被划分为5个区域，进口区、出口区、风扇区、猪舍区、走廊区。该文假定风机入口为进口区，走廊一端出口为出口区。在风扇区采用四面体Tgrid网格，在其他区域采用六面体Cooper网格，在场所内四壁建立Inflated Boundary，这些表面上的Maximum Thickness设置为0.01 m。整个模型的网格总数在220万以上。

3 计算方法及边界条件

考虑到养殖场所内机械通风时，场所内气流状态保持稳定状态，故该文选择定常计算进行模拟。定常模拟主要方程选用三维雷诺平均守恒型Navier-Stokes 方程。

模拟计算采用不可压分离式求解器（Segregated）隐式方案，采用RNG k-ε模型进行湍流模拟。在猪舍墙壁周围，粘性流体的速度满足无滑移条件，即相对壁面速度为零。壁面设置为猪的体温，猪体壁面温度为38 ℃，发热方式为辐射发热。计算域的入口假定为风机入口，设定为流量入口。该文选定流量为0.03 kg/s。出口假定为走廊一端口，设定为压力出口。该文选定出口压力为大气压。由于猪舍的流体均为空气，故设置为理想气体。

4 结果分析

4.1 速度场分析

图3显示了两种通风模式下养殖场所流场区域子午面的流线图，从图中可以看出，空气由于风机的负压作用进入猪舍，风机横向模式下在猪舍靠近入口墙壁的两个较大区域形成旋涡，而后再流向走廊一端出口。风机纵向模式下在猪舍整个流场区域有很多漩涡，气流脉动更加剧烈，通风效果更加明显。有利于种猪的散热，从而有利于健康及生产。图4显示了两种通风模式下养殖場所流场区域子午面的速度云图，从图中可以看出，高速气流在风机纵向通风模式下比在横向通风模式下分布更广，横向通风模式下的高速气流主要分布在风机出口附近，而纵向通风模式下的高速气流主要分布在风机出口以及猪舍的中心区域，最大风速可达到6.09 m/s。

4.2 温度场分析

图5显示了两种通风模式下养殖场所流场区域子午面的温度场云图，从图中可以看出，除了两侧墙壁设定温度为38 ℃以外，其他区域温度都要低于38 ℃，且靠近风机的流场区域的温度场明显低于其他区域，最低温度为30 ℃，这是由于风机的散热所导致的。从靠近墙壁截面的温度场也能得出相似的结论。横向通风模式下风机进口附近的温度明显低于其他区域，且分布有明显的梯度，而纵向通风模式下养殖场所内的温度明显低于横向通风模式。

5 结语

畜禽养殖场所内的环境对畜禽的健康以及生产的影响很大，而通风换气对于养殖场所内的环境最为关键。该文通过对某种猪养殖场所内的环境进行数值模拟，得到以下结论：

（1）在养殖场所内，横向通风模式下的气流在靠近风机两侧的墙壁附近有明显的旋涡，而纵向通风模式下的气流在整个场所内都可以看到很多明显的漩涡。

（2）高速气流在风机纵向通风模式下比在横向通风模式下分布更广，横向通风模式下的高速气流主要分布在风机出口附近，而纵向通风模式下的高速气流主要分布在风机出口以及猪舍的中心区域，最大风速可达到6.09m/s。

（3）除了两侧墙壁设定温度为38 ℃以外，其他区域温度都要低于38 ℃，且靠近风机的流场区域的温度场明显低于其他区域，最低温度为30 ℃。横向通风模式下风机进口附近的温度明显低于其他区域，且分布有明显的梯度，而纵向通风模式下养殖场所内的温度明显低于横向通风

模式。

综合以上结论，由此可判断纵向通风模式更适合该养殖场所的通风条件。

参考文献

[1] 韩华，刘继军，马宗虎.计算流体力学在畜舍中的研究现状与进展[J].中国畜牧杂志，2007，43（11）：38-40.

[2] 佟国红，李保明.用CFD方法模拟日光温室温度环境初探[J].农业工程学报，2007，23（7）：178-185.

通风对飞机客舱火灾烟气影响模拟篇4

目前,对于建筑受限空间火灾烟气方面的研究已经比较完善,对于移动受限空间如轮船客舱及动车车厢等也有相关报道,但在国内飞机客舱火灾烟气的研究大部分还是定性分析。国外对飞机客舱火灾研究主要采用火灾试验和计算机仿真两种方法,美国联邦航空局FAA对飞机机身和客舱材料燃烧产物的烟气化学毒性和发动机灭火模拟测试等进行了各种全尺度试验研究。但由于客舱全尺寸实验花费巨大且具有一定的危险性,实验数据无法重复,并且测量参数的种类和位置受到一定的限制,因此无法全面描述客舱火灾的性质。

为了克服以上缺陷,一些学者提出利用计算机软件如Fluent、FDS、CFAST对飞机客舱火灾烟气蔓延过程进行模拟。笔者利用FDS图形化建模工具PyroSim建立仿真模型,基于场模拟对不同通风状况下飞机客舱火灾烟气进行仿真,研究客舱内烟气流动、能见度和温度变化,为客舱人员疏散提供参考依据,并可为国产大飞机客舱安全设计提供仿真技术支持。

1 飞机客舱火灾场景及仿真环境

1.1 客舱火灾特征及场景设置

民机客舱与其他移动受限空间的显著区别是其本身为密闭舱,飞行过程中通风主要依靠顶板空调系统,气流由上部的通风口向下流动,通过侧壁的空调格栅进入客舱地板下的货舱,使得火灾时产生的烟、热不易排出,热量的积累使受限空间内的热系统失衡,易导致空间内温度骤升,较其他受限空间更早发生轰燃。同时,由于客舱空间结构的限制,可供疏散的舱门较少,疏散条件较差,一旦受火灾烟气的影响,往往造成客舱内通道和舱门处大量乘客拥堵,极易发生群死群伤事故。

飞机飞行过程中舱门必须保持关闭,此时一旦发生火灾,客舱内空调系统(通风)几乎对烟气运动没有影响;而一旦飞机停止飞行舱门打开乘客进行疏散,此时客舱内部通过舱门与外界进行气流交换,这种情况下火灾烟气运动受舱门通风的影响变化较大。因此,设定客舱火灾场景为:飞机撞地燃油泄漏引发火灾,烟气从破损处进入客舱,分别针对舱门关闭(无通风)和舱门开启(有通风)两种情况下的客舱内火灾烟气运动进行仿真分析。由国外客舱火灾全尺寸试验和计算机仿真的研究经验,客舱火灾仿真可以用敞开式的油池火或者等同热释放速率的模型来代替。模拟设置火源为1 m×1 m×1 m的正方体,设置在客舱左侧中部靠近发动机的位置。

1.2 客舱仿真环境构建

模拟以目前国内保有量最多的波音某型飞机客舱为例,客舱长23.5 m、宽3.5 m、高2.2 m,经济舱载客120人,商务舱载客8人。基于FDS图形化建模工具PyroSim构建客舱仿真环境,为研究火灾发生时烟气流动、温度分布和能见度变化,设置感烟、感温、能见度探测器及相关探测层。根据火灾对人员活动造成影响和对人体造成伤害的条件,探测器与切片层均设置在人眼高度和人员活动范围内,即H=1.7 m处;考虑到了解整个客舱烟气情况的需要,将测量点定位在火源附近处与火源最远处(即客舱中部与客舱首部),如图1所示。

2 客舱火灾仿真与结果分析

2.1 仿真流程

场模型作为目前较为精确的受限空间火灾模型,可以较好地反映火场全貌及火灾发展过程,深刻揭示火灾机理及规律。模拟采用基于场模型开发的FDS,采用大涡模拟LES数值仿真方法计算客舱火灾中的烟气流动和热传递过程。具体仿真流程如图2所示。

2.2 仿真结果分析

2.2.1 烟气运动

(1)客舱烟气扩散速度。

烟气在客舱内的运动属于受限运动模式,因此烟气会沿客舱空间进行传播,遵循火羽流→顶部烟气层→顶棚射流→充满整个空间这一规律,类似于在走廊内的流动。随着热烟气产生,热烟气层下降速度为:

undefined (1)

式中:Vp为无火焰区热烟流向热烟层的体积流速,Ac为火区顶板的面积,ρp为无火焰区气体的密度,ρs为高温热烟流体的密度。

客舱一旦发生火灾,由于空间较小,烟气交换比较迅速,无火焰区与火焰区气体密度差异较小,因而ρp/ρs可以近似为1。又:Ac=1 m3,Vp取值在2～8范围内。把上述数据代入式(1)计算可知,密闭客舱内的烟气下降速度为2～8 m/s。

(2)烟气扩散仿真结果。

6 s和8 s时舱门关闭(无通风)和舱门开启(有通风)情况下,客舱内烟气扩散仿真结果对比,如图3所示。

从图3可以看出:当客舱关闭时,烟气会迅速垂直上升至客舱顶部,然后继续在热能驱动下形成顶棚射流迅速向客舱两端扩散;6 s时已到达客舱两端,形成顶部烟气层;由于受到客舱两端门和卫生间的阻挡,8 s时烟气开始整体向下填充,直至充满整个客舱。结合客舱几何尺寸参数和烟气流动时间,可以计算出模拟时水平方向烟气的流动速度为2 m/s,垂直方向烟气的流动速度为3 m/s。仿真结果与公式预测的结果在一定范围内吻合,而计算机仿真更能直观显示烟气的运动过程。

当客舱舱门开启后,由于外部空气进入,将一部分烟气由客舱内席卷出,烟气蔓延受到扰动,烟气速度有一定的下降。由图3可知,6 s时当烟气到达客舱两端时,部分烟气逸出舱外,相同火灾场景下客舱内8 s时的烟气浓度比舱门关闭、没有通风时要低得多。因此,当客舱发生大规模火灾烟气蔓延时,将舱门及时打开使烟气排出客舱是保证乘客安全的关键。

2.2.2 能见度分析

客舱火灾发生后燃烧产生的颗粒物会随着烟气蔓延至整个空间,使客舱内部的能见度降低。虽然在飞机客舱的地板上有出口指向的荧光标志指引乘客通往出口的方向,但发生火灾后人员会对无法识别的物体产生恐慌,因此应该考虑客舱内的能见度。

影响火场人员生命安全的能见度极限值为:处于不熟悉环境为30 m,处于熟悉环境中为5 m。图4和图5为不同场景客舱内1、2测点的能见度。

由图4可知,不管舱门是否开启,客舱内1测点的能见度都会迅速下降,只用不到5 s的时间能见度就会下降到5 m左右,这是因为1测点靠近火源,受通风条件限制无法排出不断由火源产生的烟气。而舱门开启时,随着空气交换,能见度在大约60 s的时间内可以维持在3 m左右,在人们熟悉客舱环境之后已经可以安全疏散。

由图5可知,客舱内2测点的能见度趋势与1测点类似,但是因为2测点离火源较远,能见度下降到5 m的时间也较长。同样因为外部空气的进入,能见度有一定的提升,说明空气交换带走一部分烟气使能见度上升。火灾比较剧烈时,在烟气扩散开始的15 s内烟气能见度下降比较剧烈,这种情况下如果乘客对客舱应急门的位置不熟悉,那么乘客观察环境与选择逃生路线的时间将会非常有限。但是如果能够及时开启舱门,保证通风良好,能见度虽然还不能够达到熟悉环境中的5 m,但还是可以确保救援人员对乘客进行疏散。如果采用灯、反光物体或其他方式作为地板附近应急撤离通道标记,则可以进一步提高较低能见度下人员的疏散效率。

2.2.3 温度分析

Purser在1989年建立的小部分影响剂量的毒性模型FED中认为,有害物质对人员撤离速度的影响是由于人员在撤离过程中被这些物质(包括毒气、高温)伤害,使人员的行动能力和敏捷性下降从而堵塞或者降低整体疏散速度。模型中,导致能力丧失的热计量FIH为:

FIH=exp(0.027 3T-5.184 9) (2)

基于式(2),模拟设定人体暴露在200 ℃高温下会在15 s内丧失行动能力。图6和图7为不同场景客舱内1、2测点的温度变化。

由图6和图7可知,客舱空间狭小,温度在短时间内迅速升高。到达峰值之后,靠近火源的1测点由于受非稳态火源影响波动幅度较2测点要大,1测点到达200 ℃只用了不到10 s,即便是距离火源较远的2测点也在15 s左右到达200 ℃,火灾到达高温的时间比较短。而对比舱门关闭和开启情况来看:关闭舱门时,烟气聚集在客舱内无法流通,1、2测点温度一直保持在一个较高的值;打开舱门以后,受外部空气进入客舱的影响,可以将一部分热烟气的温度带到客舱外面,温度可以慢慢降低,最后达到人体耐受温度。客舱大量使用了聚合物质以及塑料材质,同时在飞机的壁板装饰上也使用了一些挂毯,这些物质一旦在火灾时被点燃,将会放出大量热量而使客舱温度急剧上升。可以预见,发生火灾时,客舱狭窄的空间更使得人员基本上没有空间躲避高温。因此,这些部位可以考虑增加阻燃材料来延长物质释放热量的时间,以延长发生火灾时机组人员疏散乘客的时间。

3 结论

针对不同通风状况下的飞机客舱火灾烟气运动进行仿真研究,得出如下结论。

(1)在舱门关闭(无通风)场景下烟气运动遵循受限空间模式,仿真结果与公式预测结果在一定范围内吻合。而计算机仿真更能直观显示烟气运动过程。

(2)舱门关闭(无通风)和舱门开启(有通风)状况下客舱内能见度和温度会有显著变化,良好的通风状况可以提高能见度来保证人员疏散效率,而通过客舱材料设计可以降低空间热释放速率,从而延长轰燃发生时间。

基于仿真技术对客舱火灾烟气蔓延规律研究不仅可以提高客舱应急管理水平,并且可以对客舱安全设计提供技术支持。

摘要：应用FDS图形化建模工具PyroSim建立仿真模型,模拟密闭飞机客舱火灾场景,通过对比经验公式和数值模拟结果,得到舱门关闭和开启两种场景下客舱内烟气扩散速度、能见度和温度的变化。仿真结果表明,客舱仿真能直观地显示舱内热流场分布及烟气蔓延情况;良好的通风状况可以提高能见度来保证人员疏散效率;通过客舱材料设计可以降低空间热释放速率。

关键词：火灾烟气,通风,仿真,飞机客舱

参考文献

[1]陈伟,崔浩浩,泰龙,等.基于FDS的火灾仿真研究[J].计算机仿真,2011,12(28):227-231.

[2]陈高强.建筑火灾烟气流动数值模拟[D].沈阳:东北大学,2008.

[3]胡靖.船舶封闭舱室火灾温度分布特性实验研究[D].合肥:中国科学技术大学,2010.

[4]杨天佑.高速列车火灾烟气防治研究[D].成都:西南交通大学,2008.

[5]张鹏飞,王旭.民航客机火灾风险浅析[J].沈阳航空工业学院学报,2010,27(1):77-80.

[6]夏祖西,彭华乔,苏正良,等.浅析飞机客舱防火[J].消防科学与技术,2009,28(7):498-501.

[7]Eklund T.In-flight cabin smoke control[J].Toxicology,1996,116:135-144.

通风模拟篇5

关键词：曲线隧道,数值模拟,火灾通风,回流控制

1988年1月1日, 我国开始实施的JTJ 01-88《公路工程技术标准》规定公路线形应因地制宜, 采用与自然地形相协调的线性, 因而隧道可以设置在平曲线路段上。隧道采用曲线形设计不仅可以充分结合已有自然条件降低工程造价, 而且可以避开不良地质。

为了克服12.35km的距离、729m的高差, 并避开断裂带与季节性冰冻带, 2007年3月19日在雅安至西昌的高速公路上开始修建世界上首座双螺旋小半径曲线隧道———干海子隧道。该隧道左右线均长约1km, 全程上坡。平面线型为一圆弧, 曲线半径为600 m。笔者以干海子隧道为研究对象, 建立物理模型, 研究曲线隧道烟流流动及分布的特征规律及烟气回流的控制。

1 曲线隧道火灾数值模拟

1.1计算模型及边界条件

以干海子曲线隧道左洞为研究对象, 研究火灾下曲线隧道内烟流的蔓延规律及温度场、浓度场的分布等规律。隧道计算模型长度取为250m, 计算区域为火源附近及其下游200m。曲线隧道模型横断面及平面示意图如图1所示, 横断面宽11.54m, 高7.19m, 中线半径为600m。火源设置在离隧道入口68m处。隧道入口设置为通风入口边界, 出口设置为自由边界, 隧道壁面设置为固体壁面。

1.2 设计火灾功率

确定火灾功率对于隧道建筑、结构、通风等的设计都是至关重要的, 它还直接影响到隧道的造价。因而, 国际上对此也进行了大量统计和实验研究。由于隧道火灾属于小概率事件, 发生大型火灾的频率极低, 如针对大型火灾作为设计火灾功率, 势必导致隧道造价高昂。我国现行的JTJ 026.1-1999《公路隧道通风照明设计规范》规定, 隧道的火灾通风设计应针对20 MW火灾。将20 MW作为设计火灾功率, 作为数值模拟火源功率。

1.3 火灾增长类型

火灾的发生和发展有一个过程, 火灾模拟时为更接近火灾实际发展规律, 通常会对火灾增长规律做出定量描述。在工程应用中, 将火灾增长规律近似设定为火源功率随时间的二次方增长到最大火源功率, 然后稳定下来, 这种火灾模化方式称为t2火。t2火灾根据增长系数的大小分为4类, 在火灾模拟时将火灾增长类型设定为t2快速火, 即火灾增长系数为0.046 89kW/s2。

1.4 模拟工况设置

综合考虑火灾功率、火灾增长系数、火源面积等因素, 通风风速取1、2、3、4、5 m/s, 共设置5 个模拟工况。火源尺寸为5m×4m, 火灾达到最大功率的时间为653s, 隧道曲率为1/600。

2 模拟结果分析

2.1 烟气回流控制分析

隧道内发生火灾后, 为给司乘人员提供一个相对安全的逃生环境, 并为消防救援人员进入隧道开展灭火救援提供条件, 往往需要进行通风排烟。为研究合理的通风风速, 国外将阻止火灾烟流向火源上游蔓延的最小通风风速称为临界风速, 并开展了大量的试验及模拟研究, 在分析大量数据的基础上提出了求解临界风速的计算模型, 并不断改进和修正。临界风速的有关研究成果已写入相应的隧道通风系统设计规范。

研究隧道火灾通风的方法主要有理论分析、试验研究及模拟研究, 通常认为开展试验研究所得到的结果是最可靠的, 然而试验研究成本高、试验数量受限、可重复性差。笔者采用数值模拟方法对干海子曲线公路隧道进行了火灾通风模拟, 模拟工具为NIST研发的火灾动力学模拟软件FDS。

通风风速为3m/s及4m/s下不同时刻火灾烟气蔓延情况模拟结果, 如图2所示。由图2 (a) 可以看出, 当通风风速为3m/s时, 起火5min时, 由于火灾功率尚未达到最大值, 火灾烟气被吹向火源下游;起火10min时, 火灾功率已基本接近最大值, 火灾烟流处于刚好未发生回流的状态;起火20min时, 火灾功率已稳定在最大值, 火灾烟流发生了明显的回流, 烟流蔓延状态也已基本稳定。由此说明, 对于该曲线隧道在20 MW火灾下, 3 m/s的纵向通风风速不足以抑止火灾烟气向火源上游蔓延, 难以保障火源上游逃生人员及救援人员的安全, 同时高温烟流的热辐射作用会引燃停驶于上游的车辆, 导致火势扩大。由图2 (b) 可以看出, 当纵向通风风速为4m/s时, 不同时刻下火灾烟气均未发生回流, 说明在20 MW火灾下, 该曲线隧道的临界风速在4m/s左右。

由以上分析可知, 如通风风速过小, 会导致高温烟气向上游回流;随着通风风速的不断增加, 回流现象消失;而且烟流向下游蔓延的速度随之加大, 速度增量可达3~4m/s;如通风风速为5m/s, 下游风速约达9m/s, 如此大的速度势必会加速火势的蔓延。然而火灾发生后火源下游人员及车辆的疏散速度有限, 而且人体所能承受的最大风速也是有一定限度的, 火源下游过大的风速也会影响疏散的安全性。因此, 建议干海子隧道火灾通风模式下的风速不低于4m/s, 同时应兼顾人员及车辆的疏散速度以及人体所能承受的风力限制。

2.2 曲线隧道内温度场分布

纵向通风条件下, 强制火灾烟流向下游蔓延, 为分析火灾产生的高温对隧道内人员疏散及隧道结构的影响, 隧道内的温度分布也是需要重点关注的。主要考察该曲线隧道中心线2m高度处 (拱顶下方) 的温度分布, 模拟结果分别如图3和图4所示。

由图3可以看出, 纵向通风条件下, 起火后300s时, 仅火源附近及下游25 m范围内隧道路面中心线上方2m高处温度明显升高, 火源处最高温度为175 ℃左右, 其余地方基本上保持常温。随着火灾的发展, 隧道内2 m高处温度升高范围不断扩大。当通风风速为1 m/s时, 模型隧道全程2m高处温度均有明显升高, 当通风风速大于等于2m/s时, 除火源附近及下游25m以外, 隧道2m高处温度均在60 ℃以下。

由图4可以看出, 隧道内拱顶下方的最高温度在纵向通风作用下均向火源下游偏移, 而且向下游偏移的距离随着通风风速的增大而增大。同时, 随着通风风速的增大, 火源上游拱顶下方温度升高范围逐渐缩小, 当通风风速为4m/s时, 火源上游拱顶下方温度基本为常温, 由此也可得知该曲线隧道的临界风速为4m/s。拱顶下方温度总体随着通风风速的增大逐渐降低。

3 火灾危害的控制分析

3.1 火灾通风对烟气高温危害的控制

(1) 纵向通风降低烟流高温对人体的危害。为分析纵向通风能否有效降低烟流高温对人体的危害, 火灾模拟时测试了隧道中线2m高处的温度分布情况。图3为起火后不同时刻不同通风风速下隧道内2m高处温度随距离的变化情况。由图可知, 随着通风风速的增大, 隧道内2m高处的温度总体呈下降趋势, 但火源附近及其下游温度随纵向通风风速的增大而有所升高。说明除火源附近外, 纵向通风能够有效降低烟流高温对人体的危害, 且通风风速越大, 烟流温度对人体危害越小。

(2) 纵向通风降低烟流高温对隧道结构的危害。为分析纵向通风能否有效降低烟流高温对隧道结构的危害, 火灾模拟时测试了隧道拱顶下方的温度分布情况。图4为起火后不同时刻不同通风风速下隧道拱顶温度随距离的变化情况。由图可知, 随着通风风速的增大, 隧道拱顶下方温度逐渐下降。说明纵向通风能够有效降低隧道拱顶下方的温度。

模拟结果表明, 拱顶下方的最高温度随着通风风速的增大逐渐下降的同时, 拱顶下方最高温度所在的位置随着纵向通风风速的增大逐渐向火源下游偏移, 拱顶下方最高温度及其位置与火源中心的距离如表1所示。然而, 最高温度下降的幅度随着纵向通风风速的增大而逐渐减小。因此, 隧道火灾时紧急通风模式下的通风设计考虑安全的同时也应考虑经济性, 通风风速应有一个合理的限度。

3.2 火灾通风对烟气毒性危害的控制

通过数值模拟分析不同通风风速下隧道内CO体积分数分布情况以及通风对CO体积分数分布的影响。

(1) 隧道内CO体积分数场分布。图5 给出了通风风速为4m/s时隧道内2m高处的CO体积分数分布情况。纵向通风条件下, 燃烧产生的CO气体随着烟流的蔓延逐渐向火源下游扩散, 沿途CO逐渐被稀释, 并形成了一定的体积分数分布。火灾初期, 体积分数分布并不规则, 火灾发展稳定后, 体积分数分布逐渐形成一定的分层均匀分布规律, 而且不再随时间的变化而变化。

(2) 纵向通风对CO体积分数的稀释作用。为降低火灾产物的毒性危害, 通常可以从控制火灾起火、火灾蔓延以及烟气释放等方面入手。利用纵向通风稀释火灾烟雾从而达到降低毒性产物体积分数的方法是最简单也是最为有效的方法。图6给出了火灾发展稳定后不同通风风速下隧道内的CO体积分数分布情况。

由图6可以看出, CO体积分数随着纵向通风风速的增大而逐渐降低, 说明纵向通风有效地稀释了火灾烟流。然而稀释的效果随着通风风速的增大而逐渐减弱, 因此在制定火灾紧急通风方案时应综合考虑安全性和经济性, 建议火灾通风风速以4m/s为宜。

4 结论与建议

(1) 通过分析不同通风风速下隧道内的烟气蔓延情况, 得到20 MW火灾下干海子曲线隧道的临界风速为4m/s, 建议该隧道的火灾紧急通风风速不低于4 m/s, 同时应兼顾人员及车辆的疏散速度以及人体所能承受的风力限制。

通风模拟篇6

关键词：严寒地区,自然通风,节能,Dest,通风有效性

引言

建筑物内的通风的重要性毋庸置疑,它决定着室内人员身心健康和热舒适程度。优质的建筑自然通风不仅可以为人们提供新鲜空气,降低室内温度和相对湿度,促进人体汗液蒸发降温,改善人们的舒适感,而且还可以有效地减少空调开启时间, 降低建筑空调设备运行能耗。同时诸多实际调查也表明,无论是居住建筑还是公共建筑,人们都渴望保持良好的自然通风环境,亲近大自然、呼吸新鲜空气在人们对居住环境的要求中显得尤为重要[1]。

卜根[2]通过建立不同地区的自然通风建筑模型,计算出了我国典型地区的自然通风应用潜力并对自然通风的主要影响因素进行了分析,得出不同地区的有效自然通风百分比。付衡[3]综合了当地居民的实际生活情况及建筑使用情况和夏热冬冷地区气候特点,介绍了自然通风在改善室内热环境方面的实际运用。

目前,针对严寒地区自然通风可行性的研究还很少,文中以沈阳地区一公寓为例,对严寒地区建筑自然通风情况进行了模拟。

1建筑模型及参数

1.1建筑几何模型

研究对象为沈阳市一住宅公寓,南北朝向,共3层,建筑总面积2310. 8m2,建筑模型如图1所示。

1. 2建筑各项参数

1. 2. 1气象参数

室外气象参数是进行建筑及其系统动态模拟分析的必要数据。一般来说主要是空气温度、湿度、风速风向、太阳辐射、地表温度以及天空背景辐射温度等气象参数影响建筑的热过程。为了为建筑及其系统的模拟计算提供数据基础,Dest统计了我国270个台站1971 ~ 2003年的实测数据,研制了所有这些台站的全年逐时气象数据。文中选取的数据为沈阳地区气象参数。

1. 2. 2围护结构参数

Dest可根据用户需要定义围护结构,如已有构件中没有所需构件,可以通过修改相近构件来模拟所需构件,使围护结构的传热系数与实际相似。建筑围护结构构造如表1所示,各构件的传热系数均符合节设计要求。

1. 2. 3计算输入参数

气象参数: 典型气象年;

室内发热量: 室内照明0. 141k Wh /( m2·d) ; 室内人员、设备4. 3 /m2;

室内外通风模式: 开窗换气次数10次/h,关窗换气次数0. 5次/h;

空调设备使用方式: 空调设定温度18 ~ 26℃; 空调容忍温度18 ~ 26℃。

2自然通风的作用及可行性

2. 1自然通风的作用

自然通风是指利用空气的密度差引起的热压或风力造成的风压来促使空气流动而进行通风交换气[4]。自然通风可以使室内空气更加新鲜,有利于室内居住者的身心健康,同时也有利于减少夏季空调的的运行小时数。在许多温度条件下,自然通风可以营造舒适的室内环境,可以达到健康的室内环境和节约能源的双赢目的。全年逐时空调负荷图如图2所示。沈阳地区夏季空调使用时间一般为7 ~ 9月,其中有一部分时间,通过自然通风, 室内温度可以达到舒适范围。

目前,在暖通空调系统设计中,设计师一般根据ASHARE Standard 55或IOS7730的舒适标准来确定通风参数。但是以上两个标准都是在基于使用空调的情况下制定的,不能解释自然条件下,建筑内人员感觉热舒适和外部空气温度之间的关系。针对存在的问题,近年来发展出了适应性模型,其特点是反应可接受的室内温度变化范围同月平均室外温度的关系。建议的自然通风适应性标准如图3所示[5]。

根据沈阳地区的月平均温度,得到自然通风情况下,7 ~9月室内可接受温度的范围如表2所示。

℃

通过Dest模拟,得出7 ~ 9月的逐时温度如图4 ~ 图6所示。

2. 2自然通风的可行性

在这里引入自然通风有效性的概念,对夏季空调季节可利用自然通风的时刻数累加,从而得到自然通风可利用小时数X。定义自然通风有效性 η 为:

式中: X—温度在舒适范围内的小时数,h;

Δx—各月总小时数,取7月为744h,8月为744h,9月为720h。

用Dest对室内温度及建筑能耗进行模拟,对7 ~ 9月可以通过自然通风达到室内舒适环境要求的小时数进行统计,以便计算自然通风有效性( 见图7) ,得到如下结论:

1)自然通风有效性。

7月可利用自然通风小时数为482h,7月自然通风有效性η1=482/744×100%=64.78%;

8月可利用自然通风小时数为425h,8月自然通风有效性η2=425/744×100%=57.12%;

9月可利用自然通风小时数为528h,9月自然通风有效性η3=425/744×100%=73.33%。

2 ) 经Dest模拟计算,未通风负荷为32674. 71k W,有效通风负荷为23133. 70k W。因此过渡季节开窗通风下,模拟建筑全年总供冷量相比全年不开窗条件的供冷量降低了29. 2% 。

3自然通风效果分析

为了全面合理地评价自然通风的节能效果,检验夏季使用自然通风是否能够达到室内舒适度要求,分析了7 ~ 9月室内温度与室外温度的关系。研究发现: 当室外温度处于16 ~ 24℃ 时,室内温度都处于舒适范围内。为了验证然通风效果,文中选取了一典型房间,取2个极限温度,即16℃ 和24℃ ,用Airpak软件模拟了自然通风条件下2种室外温度造成的室内温度分布、速度分布、PMV分布,结果如图8 ~ 图13所示。

1) 风速。

在室内,微风环境会使人心情愉悦,同时也能促进人体散热,提高热舒适性。但当风速过大时会吹落纸张,使人有吹袭感。风速对人体作业的影响如表3所示[6]。

m /s

由图8、图9可以看出,16℃和24℃工况下,室内风速处于0. 4 ~ 1m/s,室内环境一般愉快,不会影响工作。

2) 温度。

自然通风工况下,人对温度的可忍受范围要增大。当室外温度为16℃ 时,室内温度舒适范围为19. 2 ~ 26℃ ,由图10模拟图像看出,室温处于23 ~ 26℃ 之间,符合要求。当室外温度为24℃ 时,室内舒适温度范围为21. 6 ~ 28. 4℃,由图11模拟图像看出,室温处于23. 5 ~ 27. 5℃之间,符合要求。

3) PMV。

人体通过自身热平衡调节自身对外界环境的反应,热舒适感是人体对环境状况的生理和心理感觉。丹麦学者Fanger认为热舒适是人体处于不冷不热的中性状态。影响PMV的因素很多,例如室内空气温度、空气流动速度、空气湿度、环境热辐射、人体衣着情况等。Fanger根据热舒适方程推导出PMV指标公式,并将指标分文7级分度[6],如表4所示。

由图12和图13可以看出,PMV值处于- 0. 25 ~ 0. 75,大部分处于0左右。因此,人体对室内环境的满意度还是很高的。

4结语

基于对沈阳地区一典型公寓进行自然通风能耗模拟和自然通风效果模拟,得到以下结论:

1) 在7月、8月、9月需要用空调制冷的季节, 通过引入自然通风,可以使室内温度满足舒适要求。这3个月得自然通风有效性分别为7月64. 78% ,8月57. 12% ,9月73. 33% 。通过该手段可以大大节约建筑空调制冷能耗,引入自然通风之后的能耗为完全使用空调制冷工况的70. 8% 。

2) 沈阳地区自然通风的室外温度下限为16℃ ,温度上限为24℃ 。在这个温度范围内自然通风能营造良好的室内环境。室内的温度、风速均满足舒适要求。

参考文献

[1]王怡,刘加平.住宅环境现状调查及空调设备使用特性分析[J].暖通空调,2005,35(12):44-46.

[2]卜根.我国不同地区自然通风应用潜力与节能潜力的研究[D]南京:南京理工大学,2010.

[3]付衡,龚延风,余效恩,等.夏热冬冷地区自然通风对居住建筑热环境和能耗的影响[J].建筑节能,2013,(8):21-28.

[4]CIBSE.Natural Ventilation in Non-domestic Buildings[A].CIBSE Applications Manual,AM10[M].London:The Chartered Institute of Building Services Engineering,1997.

[5]王汉青.通风工程[M].北京:中国建筑工业出版社,2007.

[6]Chihye Bae,Chungyoon Chun.Research on seasonal indoor thermal environment and residents'control behavior of cooling and heating systems in Korea[J].Building and Environment,2009,44(11):2300-2307.

通风模拟篇7

关键词：火灾模拟,舱壁温度,池火,全尺度试验

现代舰船一般以钢铁作为船体的主要材质,钢材虽然是非燃烧体,但在高温的作用下其材料性能会发生很大的改变。温度为400 ℃时,钢材的屈服强度将降低至室温下强度的一半;温度达到600 ℃,钢材基本上丧失全部强度和刚度。一旦发生火灾,狭小以及不规则舱室内火源燃烧产生的大量热量将会使钢制舱壁迅速升温。受热的舱壁一方面会通过辐射和对流向相邻舱室传递能量,另一方面其本身的高温也会使其结构性能降低,对整体结构安全造成危害。

对船舶火灾开展试验研究是一个重要的研究手段。但由于船舶火灾试验条件特殊,试验受到很大限制。随着计算机技术的发展和燃烧理论的不断完善,使用数值计算开展船舶火灾研究逐步成为火灾研究的重要手段。目前国内直接利用数值模拟对火灾中舰船钢质舱室升温影响进行的研究较少,大部分工作以火灾中钢构件的升温预计与防护的形式进行。杜咏指出,正确预测火焰辐射对构件升温的影响是准确计算火灾场景中构件升温的一个重要环节;陈长坤的研究表明,自然火灾烟气中含有大量碳颗粒,热烟气的辐射能力大大增强,钢梁构件的升温及温度分布主要由其表面的热烟气温度决定,火灾对钢构件的辐射传热项修正系数可取1.0;国外试验开展较多,Richards等对Rhode Island号油船的右舷水面进行了火灾试验,主要测量JP-5燃油火灾情况下经过舱壁的辐射传热量以及舱壁的升温,并在同等辐射量的情况下预计了铝制船体的升温,证明其结果是灾难性的。美国海岸警卫队研究与发展中心(U.S. Cosat GuardReasearch and Development Center)在1993年于马里兰州的Mobile Bay的试验船Mayo Lykes上进行了船舶舱室全尺度火灾试验,记录了不同工况下舱室壁面温度及空气温度,为研究舰船舱室火灾特性提供了丰富数据。

1 Mayo Lykes船舱试验

试验舱室示意图如图1所示。舱室四周均由钢铁组成,除了左舷的厚度为15.7 mm,其余舱壁的厚度均为12.7 mm。舱室中间放有2 m×2 m的吊盘,中间放有油盘。在右舷方向设有高2 m、宽0.9 m的自然通风口。具体试验舱室的设置可参照文献[5]。

笔者主要选取试验中两种油盘以及全门和全门1/4自然通风情况下(如图2所示,阴影部分为通风区域),火源为柴油时舱室内的舱壁温度预计情况。

具体如表1所示。笔者分别以S1和S2作为两种通风情况下的试验简称。

在试验舱门的两个侧面分别各设置了一组热电偶,舱室顶部设置了4个热电偶,如图3所示。侧面温度的取值依靠于最高位置所有热电偶的平均值,顶部温度则是所有热电偶的平均值。

2 结果与讨论

2.1 Mayo Lykes温度预计及模拟

图4～图7分别为S1、S2侧面和顶部温度试验与模拟值的曲线。

通过观察可以发现,S1和S2侧面温度在燃烧过程中平稳增长,内部温度和外部温度在整个过程中均保持约8 ℃的温差。顶部温度平稳,而且相比内部和外部的差别较小,其主要原因是侧面的热电偶布置位置。在燃烧过程中由于通风口的存在,烟气层高度将会保持在一定高度,低于该高度的部分将会受到火焰辐射的影响,造成热电偶在工作过程中出现测量误差。从试验中也可以看到,在顶部温度分布上内部与外部的温度差别不大,由于内表面受到聚集于顶部烟气的辐射及对流作用,因此内表面温度比外表面温度要高一些,但幅度没有侧面舱壁那么大。

从模拟结果看,在燃烧过程中位于侧面舱壁的预计温度和外表面温度在趋势及范围上较为吻合。在模拟中的舱壁内外表面温度相差很小,基本是一致的,这是基于钢铁高热导率的计算结果。在侧面舱壁上的预计结果和外部温度较为吻合,可以作为侧面舱壁温度的重要参考。

在顶部温度模拟上S1和S2的预计和结果都有偏差,尤其在燃烧的后半部分,预计值最终超过了顶部壁面外部温度。可见,FDS在该段情况下的模拟效果不佳。其实,在侧面壁面上也存在同样的问题,在燃烧的最后阶段,模拟值也超过了最终的外部温度曲线。

2.2 相同油盘直径下的释热率对比

图8为不同通风条件下释热率曲线。

由于两者使用的是同样大小的油盘,虽然不知道两种情况下所使用的燃料总量,但是由于在油池火中释热率是由油盘直径决定的,因此可以对比一下相同油盘直径下通风对于释热率以及壁面温度分布的影响。

从图8可以看到,在超过100 s之后,S1和S2均可认为是进入了稳定燃烧状态,其中S1的稳定释热率约为400 kW,而S2约为300 kW,可见通风作用对于舱室燃烧中释热率的影响较大,而且相比之下,不同于S1在燃烧中后期时发生的轰燃,小通风面积情况下的S2燃烧更为平稳。

2.3 误差分析

为了进一步分析FDS模拟结果和试验值的吻合程度,将舱壁的内外壁面温度求平均值并和FDS的预计值进行误差分析,误差可由下式计算:Error=(ExpAve-FDS)/ExpAve,其结果如图9所示。

可以看到侧面壁面和顶部壁面的预计值和试验值的误差均保持在-20%～25%,其中,侧面的温度预计在0～200 s时误差较大,一般超过10%,但在燃烧中后期其误差不断降低,一般保持在10%以下。在顶部温度预计上FDS显得还不够稳定,在燃烧过程中,初期和末期都有超过10%以上的误差,给结构防火设计温度预计造成困难。

3 结论

由于船舶主体及舱室均以钢铁为主要建造材料,一方面在火灾过程中大量热量极易通过舱壁传递,另一方面由于钢铁本身属性,高温会导致其结构性能降低,对舰船整体结构性能造成不利影响。因此,研究火灾中钢制舱壁升温规律有助于进行结构防火设计,降低火灾对舰船安全的威胁。

使用火灾动力学模拟软件FDS对船舶舱室全尺度火灾试验进行了模拟,并对同尺度油盘直径下火源释热率受通风的影响进行了对比分析。主要结论如下:

(1)在通风情况下,FDS能够较好地预计舱室侧面壁面的温度分布,误差较小;舱室顶部舱壁的温度预计结果和试验误差较大,最大达到约25%,存在不足。总体来说,基本满足结构防火设计的需要。

(2)船舶舱室火灾受通风影响较大,在相同尺度油盘的情况下,全门通风时比四分之一通风情况下火源功率要高出25%。

(3)受通风影响,侧面舱壁主要受火源辐射的影响;顶部舱壁主要受到生成高温烟气的辐射和对流作用。因此,可通过不同的受热方式进行对应向隔热防护。

参考文献

[1]杜咏,李国强.大空间建筑火灾中火焰辐射对无保护钢构件升温的影响[J].火灾科学,2006,15(4):189-198.

[2]陈长坤.火灾下钢梁瞬态温度分布数值模拟及实验[J].中南大学学报,2008,39(5):1094-1099.

[3]Richards Robert C,Vorthman Robert G.Full scale ship's hull ex-posure fire tests[R].NTIS Report No.CGR/DC-14/76,1976.

[4]LeMoyne Boyer.Thermal radiation from marine fire boundaries e-valuation and analysis of A-60A-30A-15and A-0bulkhead assemblies[R].1993.

[5]Peatross M J,Beyler C L,Back G G.Validation of full room in-volvement time correlation applicable to steel ship compartments[R].U.S.Coast Guard Report No.CG-D-16-94,1993.

[6]Kevin McGratten,Randall McDermott,Simo Hostikka,et al.Fire dynamics simulator user’s guide[R].NIST Special Publication 1019-5,2010.

[7]易亮.柴油油池火功率特性[J].燃烧科学与技术,2006,12(2):164-168.

[8]K Hill,J Dreisbach,F Joglar,et al.Verification and validation of selected fire models for nuclear power plant applications[M].Washington DC:2007.

通风模拟篇8

1地下车库常规排烟方式

我国地下车库的防排烟系统设计依据的是《汽车库、修车库、停车场设计防火规范》, 其中规定面积超过2 000 m2的地下汽车库应设置机械排烟系统, 每个防烟分区的建筑面积不宜超过2 000 m2, 且防烟分区不应跨越防火分区。防烟分区可采用挡烟垂壁、隔墙或从顶棚下突出不小于0.5 m的梁划分。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, 且送风量不宜小于排烟量的50%。

在地下车库工程中, 主要有以下4种排烟方式:一是机械排烟系统和排风系统完全独立设置;二是机械排烟系统和排风系统合用管道, 分设风机;三是机械排烟系统和排风系统合用风机和管道;四是机械排烟系统和排风系统完全合用, 这也是目前地下车库工程实践中应用最多的排烟方式。

2诱导通风系统

目前, 纵向通风技术被广泛应用于地下车库类建筑的通风, 这种系统为诱导通风系统, 又称为无风管诱导通风系统, 是借助于喷嘴高速喷出的少量气体来诱导及搅拌周围的大量空气, 并带动至特定的目标方向, 该通风方式能够在无风管的条件下, 形成从送风机到排风机的定向空气流动, 达到通风换气的目的。系统主要由送风风机、多台诱导风机机组和排风风机组成。诱导通风系统与常规通风系统相比不仅性能优越, 而且在许多方面都较常规通风系统更具优势:一是节省空间, 减少土建投资;二是施工简单, 减少安装费用;三是管理方便, 节省运行费用;四是通风效果好。

目前在工程实践中, 如果地下车库采用了诱导通风系统, 当车库需要设置排烟系统时, 需要再安装一套带风管的机械排烟系统, 这就造成经济的浪费和使用维护的不便。有人提出运用纵向通风对层高较低的地下车库进行火灾时辅助排烟的设想, 结合地下车库扁平空间的火灾发展特点, 研究利用射流风机进行纵向通风实现辅助排烟的适用条件, 并进行计算机模拟验证。鉴于诱导通风系统的诸多优点, 以及射流风机在隧道工程中的排烟应用, 如果在地下车库内用无风管诱导通风系统诱导排烟完全代替传统的风管式机械排烟系统, 用于火灾时烟气的控制, 是十分有意义的。笔者主要研究诱导通风系统用于地下车库排烟的可行性及排烟效果。

3FDS数值模拟

3.1 模拟工况设置

模拟车库为两端开口的狭长型车库, 东西长96 m, 南北宽48 m, 高3 m, 射流风机距车库顶棚的高度为0.2 m。车库东西两侧各有3个出入口, 中部出入口为主出入口, 宽6 m, 南、北两侧出入口宽4 m, 这3个出入口同时兼作自然排烟口。车库立柱之间的间距为5 m。单辆汽车尺寸为4.2 m×1.8 m×1.4 m, 共停放176辆车, 分为6排, 形成北、中、南3个车道, 每个车位面积为6 m×3 m, 车间距为1.2 m。

模拟计算中, 每个网格尺寸为0.2 m×0.2 m×0.2 m, 总网格数为1 843 200。

模拟共设置3种工况, 排烟方式和参数见表1所示, 工况2、3的FDS模型图见图1、2所示。

3.2 烟气流场

火灾时烟气的流场反映了烟气的运动情况, 3种工况下2 m高度处的速度场见图3所示。

从图3 (a) 可以看出, 由于采用自然排烟, 火灾烟气流动缓慢, 590 s时整个车库的烟气蔓延速度均在0.5～1.0 m/s之间。图3 (b) 中, 射流风机在火灾后210 s开启, 新风从西侧出入口补入, 火源附近的流场较为紊乱, 900 s时整个车库流场分布较均匀, 射流风之间的间隙较小, 能更好地阻挡火灾烟气向西侧蔓延, 有利于烟气从东侧出入口排出, 整个车库的烟气流动速度在3.0～5.0 m/s之间。图3 (c) 中, 由于设置了风管式机械排烟系统, 火灾发生后210 s机械排烟风机启动, 烟气通过8个机械排烟口由东侧排出。由于沿车库中部设置了0.5 m的挡烟垂壁, 有效地阻挡了火灾烟气向西侧的蔓延。900 s时, 东侧防烟分区的烟气流动速度在1.0～2.0 m/s之间。

3.3 能见度

车道是人员疏散和灭火救援的重要路径, 分析北车道和南车道上方烟密度的分布情况。图4为3种工况下550 s时北车道上方2 m高度处烟密度的分布情况。

从图中可以看出, 工况1时车库两端出口处的烟密度较高, 而中部的烟密度较低。这是由于火源位于车库中部, 火源附近烟气层的温度较高, 烟气所受浮力较大, 烟气层距离地面的高度也较高, 因此2 m高度处的烟密度较低;车库两端, 烟气温度有所降低, 所受浮力较小, 烟气层距离地面位置较近, 2 m高度处的烟密度较大。工况2时, 由于射流风机产生的射流风的作用, 烟气被限制在车库东侧区域, 西侧区域的烟密度较低, 而东侧区域的较高。550 s时, 工况3和工况2的情况较为相似。这是因为550 s时, 两种工况下排烟启动的时间较短, 车库中的烟气都是从西侧向东侧运动。

图5为工况2、3在800 s时的计算结果。此时排烟风机已经启动了一段时间, 烟气运动趋于动态稳定。从图中可以看出, 两种情况的结果存在较大差异。工况2车库西侧的烟密度依然很低, 东侧较高;工况3虽然也表现出相同的规律, 但各个位置处的烟密度值都比工况2的大。因此可以认为, 在北侧车道诱导通风系统要比风管式机械排烟的排烟效果好。

南侧车道距起火汽车的距离较远, 烟气到达此位置时温度会变得较低, 计算结果和北车道的有较大差异。图6为3种工况550 s时南侧车道上方2 m高度处烟密度的分布。从图中可以看出, 工况1整条车道上的烟密度基本不变。对于工况2, 整个车道上方的烟密度都很低, 造成这种现象的主要原因是, 南侧车道上方烟气温度较低, 运动速度较慢, 动量较小, 射流风诱导烟气运动更容易, 所以该结果比中间车道的要小。

图7为800 s时南侧车道上方2 m高度处烟密度分布, 此时烟气运动基本保持稳定。从图中可以看出, 诱导排烟可以维持车库西侧的烟密度为零, 即没有烟气, 东侧的烟密度值远小于风管式机械排烟, 机械排烟仍保持较高的烟密度值。因此, 南侧车道诱导排烟对烟气的控制能力比风管式排烟好。

3.4 温度场

北侧车道上方2 m高度处不同时刻温度场分布见图8和图9。从图中可以看出, 由于起火点位于车库中轴线偏东位置, 北侧车道距离起火点较近, 3种排烟方式均会造成车库西侧温度低, 东侧温度较高。诱导通风系统排烟能够有效阻止热烟气向车库西侧运动, 同时诱导烟气从东侧出口排出, 因而同一时刻, 在北侧车道西侧、起火点附近以及东侧上方, 诱导排烟方式下火场温度均比自然排烟和风管式机械排烟方式的火场温度低。

南侧车道上方2 m高度处不同时刻温度场分布见图10和图11所示。从图中可以看出, 由于起火点位于车库中轴线偏东位置, 南侧车道距离起火点较远, 3种排烟方式南侧车道温度均比北侧车道和中间车道上方温度低。诱导通风系统排烟能够有效阻止热烟气向车库西侧运动, 同时诱导烟气从东侧出口排出。在火灾发展初期, 南侧车道诱导通风系统排烟比自然排烟、风管式机械排烟更加有效地降低了烟气温度;火灾发展蔓延阶段, 诱导通风系统排烟在降低烟气温度方面也比风管式机械排烟效果好。

3.5 小结

(1) 烟密度模拟结果表明, 距起火汽车较近的车道, 诱导通风系统排烟与风管式机械排烟效果相近, 车道西侧烟密度较低, 东侧烟密度较高, 但在机械排烟方式中, 排烟口附近的烟密度值明显较小。距起火汽车较远的南侧车道, 诱导排烟可以维持车道西侧的烟密度为零, 东侧烟密度值远小于机械排烟方式, 诱导排烟对烟气的控制效果比风管式机械排烟好。

(2) 温度场模拟结果表明, 距起火汽车较近的车道, 诱导通风系统排烟同自然排烟和风管式机械排烟一样, 会使车道上距火源较近位置的温度很高, 但除起火点外, 整条车道上的温度均比其他两种排烟方式温度低。距起火汽车较远的南侧车道, 诱导通风系统排烟比其他两种排烟效果好, 800 s时南侧车道西段2 m高度处温度均小于20 ℃, 有利于灭火救援工作。

4结语

运用FDS软件, 对一典型两端开口狭长车库内的3种不同排烟方式进行数值模拟。结果表明, 火灾发生初期, 诱导通风系统排烟和风管式机械排烟两种方式的排烟效果较好, 车库内能见度在30 m以上, 温度在30 ℃以下, 有利于人员疏散, 而自然排烟的排烟效果较差, 车库能见度在10 m以下;火灾发展蔓延阶段, 诱导通风系统排烟比风管式机械排烟更有利于对火灾烟气的控制, 火灾发生后600 s时能保证车库内大面积区域的能见度在20 m以上, 900 s时西侧仍有部分区域的能见度在10 m以上, 温度在30 ℃以下, 有利于开展灭火救援, 而风管式机械排烟使整个车库内的能见度都降至5 m以下, 温度达到60 ℃以上。

笔者只对两端开口的狭长型车库进行研究, 虽然诱导通风系统排烟能取得较好的烟气控制效果, 但由于地下车库建筑结构的不同, 车库内的风机流场也会产生差异, 另外未考虑诱导通风系统中的送风机、排风机以及射流风机的布置方式等对排烟的影响, 这些将是下一步研究的重点。

参考文献

[1]GB50067-97, 汽车库、修车库、停车场设计防火规范[S].

[2]李茜.地下车库无风管诱导通风系统数值模拟研究[D].成都:西南交通大学, 2005.

通风模拟篇9

1 火灾热释放速率的设定

火灾模拟是进行火灾危险性分析与危害性研究的重要手段。为准确反映火灾发展过程,数值模拟中需合理设定火灾热释放速率的大小及热释放速率随时间的变化情况。目前,模拟采用的热释放速率设定方式较多,如火灾试验数据,采用特征火灾曲线如稳态火灾模型、t2火灾模型、t2-稳态火灾模型、分段平均方法、分段线性方法、参考相关资料与技术标准等。概括起来,模拟中热释放速率的设定方法主要为两类:一类是在可燃物表面直接设定热释放速率,另一类是根据设定可燃物的实际情况自动计算生成热释放速率。第一类方法应用相对简单,其中,稳态火灾模型与t2火灾模型是模拟中的常用方法。第二类方法使用相对复杂,需设置每种可燃物的热物理属性和热解参数,让其根据接受的热量产生热解和燃烧,这种情况下可燃物的燃烧速率取决于燃料周围的热环境所提供的热量,可燃气体由热解计算产生,这种方法在FDS模拟中称为复杂热解模型。

2 FDS模拟分析

2.1 模拟场景与方案

模拟房间为宾馆客房,开间尺寸3.6 m,进深尺寸4.5m,高度3.0m,房间内纵墙设有一个门,尺寸为1m×2m,外纵墙设有一个窗口;火源设置于房间中间部位的地板上,尺寸为1m×1m×1m,火源功率按稳态火取6 MW;网格尺寸采用0.1m×0.1m×0.1m;模拟时间为200s。在模拟时间内,房间门设置为关闭状态,相当于模拟单通风口房间的火灾。

利用上述场景模拟分析通风条件变化对火灾热释放速率的影响,模拟具体方案如下。

2.1.1 改变通风口尺寸

第一组模拟:在纵向外墙中心部位设置正方形通风口,边长分别为0.4、0.8、1.2、1.6、2.0、2.4、2.8m,对应面积分别为0.16、0.64、1.44、2.56、4.00、5.76、7.84m2,共模拟7种情况。

第二组模拟:采用矩形通风口,通风口下沿距地面高度0.8m不变,将宽度分别固定为1.0、2.0m,高度分别取1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0m;之后,再将高度分别固定为1.0、2.0m,宽度分别取1.2、1.4、1.6、1.8m,共模拟20种情况。

第三组模拟:通风口面积为2.4m2,尺寸分别为0.8m×3.0m、1.0m×2.4m、1.2m×2.0m、2.0m×1.2m、2.4m×1.0 m、3.0 m×0.8 m,对应高宽比分别为3.75、2.4、1.67、0.6、0.42、0.27,共模拟6种情况。

通过以上三组模拟,研究分析通风口尺寸对热释放速率的影响。

2.1.2 改变通风口距地面的高度

通风口尺寸分别取1.0m×1.5m、3.0m×1.5m两种情况,每个尺寸再分别取通风口下沿距地面的高度为0.2、0.6、1.0、1.4m,共模拟8种情况。该组模拟主要研究通风口的竖向位置对热释放速率的影响。

2.2 模拟结果及分析

2.2.1 通风口尺寸对热释放速率的影响

图1给出了第一组通风口条件下的模拟结果。从图1可以看出,每次模拟虽设定了恒定热释放速率6 MW,模拟数秒后也均达到该设定值,但并非所有通风口面积下的实际热释放速率都能维持6 MW。

通风口为2.8m×2.8m、2.4m×2.4m时,热释放速率达到6MW后基本能维持稳定,但2.4m×2.4m通风口下的热释放速率水平较2.8m×2.8m通风口时稍低。通风口为2.0m×2.0m、1.6m×1.6m时,热释放速率在达到6 MW后又快速下降,下降到一定程度后又基本维持稳定。通风口为1.2 m×1.2 m、0.8 m×0.8m、0.4m×0.4m时,热释放速率在达到6MW后也快速下降,之后一直处于逐渐下降状态,其中,0.8m×0.8m、0.4m×0.4m的通风口在模拟结束时热释放速率已经很小。取200s内平均值,各通风口面积下的热释放速率依次为5.781、5.437、4.476、3.138、1.572、0.655、0.447MW。可见,随着通风口面积减小,燃烧热释放速率逐渐减小。通风口面积较大时,室内空气能够满足稳定燃烧的需要,热释放速率能够一直维持设定值。在实际火灾中,燃烧可能已转为燃料控制型,燃烧速率不再受通风口条件影响。随着通风口面积的减小,进入室内的空气量逐渐减少,燃烧受到抑制,热释放速率降低。通风口面积过小时,极少的空气量不足以维持燃烧,燃烧接近停止,热释放速率接近零。

表1给出了第二组矩形开口下模拟的热释放速率结果。图2是其中宽度为1.0m开口条件下的热释放速率曲线。图3是根据表1数据绘制的不同通风口尺寸下的热释放速率数据点折线图,该图直观地反映了通风口宽度与通风口高度对热释放速率的影响。

第二组模拟开始数秒后,热释放速率都能达到设定值6 MW,但随后又快速下降;当通风口尺寸较大时,热释放速率下降到一个较低水平后保持相对稳定;当通风口尺寸较小时,热释放速率将一直处于下降状态,直至模拟结束。热释放速率的这种变化主要是由于模拟刚开始时室内空气充足,短暂燃烧后,随着通风口尺寸的改变,流入室内的新鲜空气量影响了燃烧过程。由表1和图3可以看出,热释放速率随着通风口宽度与通风口高度的增大而增大,且通风口高度对热释放速率的影响比通风口宽度对热释放速率的影响要大。

第三组模拟,即相同面积不同高宽比条件下的热释放速率依次为2.103、2.241、2.879、3.267、3.449、3.657MW。可得,相同通风口面积下,通风口高宽比越大,燃烧热释放速率越大,这进一步说明了通风口高度对热释放速率的影响大于通风口宽度的影响。

为量化通风口尺寸对热释放速率的影响,将以上3组模拟结果综合分析,回归得到热释放速率与通风口宽度、通风口高度的关系式,见式(1)。

式中:Q为热释放速率,kW;B为通风口宽度,m;H为通风口高度,m。

模拟与回归所得热释放速率与通风口宽度、通风口高度的关系,如图4所示。可见,回归模型与模拟结果符合程度较好,残差平方和为0.942。

2.2.2 通风口位置对热释放速率的影响

表2给出了两种通风口尺寸在四种位置下的模拟热释放速率,图5为宽1.0m、高1.5m的通风口在各种高度下的热释放速率模拟结果。

该组模拟结果表明,对于确定的通风口尺寸,随通风口位置高度的增大,热释放速率出现上升-下降-回升的变化趋势。这种变化主要与烟气层及烟气流速的影响有关。当通风口位置较低时,室内形成的烟气层很厚,可淹没部分火焰从而影响燃烧的正常进行。随通风口位置慢慢升高,烟气层逐渐变薄减弱。烟气层减弱会造成两种影响效果,一是对火焰的淹没作用减弱,二是使室内的温度下降,但在开始阶段的主要影响是使烟气层淹没火焰的情况得到缓解,燃烧速率不断增大,因而热释放速率表现出随位置高度上升而上升的变化趋势。当烟气层对火焰不再产生直接淹没影响时,热释放速率达到一个极大值。之后,随着通风口位置高度继续上升,烟气层减弱对火焰淹没的影响效果消失,而对造成室内温度下降的影响效果开始趋于明显,致使燃烧速率慢慢降低到极小值,因而热释放速率又表现出下降的变化趋势。

随着通风口位置高度继续上升,烟气层的影响逐渐减弱,另一种机理开始发挥作用,这就是烟气羽流到达顶棚后形成一定水平流速的顶棚射流,如果烟气可凭借这种速度流出去,将引起室内外气体交换速率加快,通风口上沿越接近顶棚,对烟气水平流速的影响越明显,烟气越快排出,室内外气体交换越快,热释放速率也随之增大。由此可见,热释放速率的再次回升主要是因为烟气从通风口流出的速度增大所致。然而,与通风口尺寸相比,通风口位置高度对热释放速率的影响程度相对要小。

3 几种热释放速率计算模型的对比

从理论上说,可燃物燃烧时的热释放速率可以按式(2)计算。

式中:Q为燃烧热释放速率,kW;m为可燃物的质量燃烧速率,kg/s;ΔH为可燃物的热值,kJ/kg;为燃烧效率因子,用来反映可燃物不完全燃烧的程度。

由于可燃物的组成、组分及燃烧程度的不确定性,利用式(2)准确计算燃烧热释放速率是不现实的,应用中通常采用经验公式估算。

考虑通风控制型火灾达到峰值时火灾大小主要由开口确定,火灾热释放速率可按式(3)估算。

式中:Q为通风控制的热释放速率,kW;A0为开口面积,m2;H0为开口高度,m;a为经验系数,取0.4。

根据英国学者Thomas的研究结果,普通房间火灾轰燃后的最大热释放速率可按轰燃时的临界热释放速率计算,见式(4)。

式中:Qfo为轰燃时的热释放速率,kW;At为房间内表面面积,m2;Aw为通风口面积,m2;Hw为通风口高度,m。

根据氧消耗原理分析得到的室内最大热释放速率可按式(5)估算。

式中:Q为热释放速率,kW;A为通风口面积,m2;H为通风口高度,m;E为燃料消耗单位质量氧气释放的热量,取13 100kJ/kg;0.233为氧气的质量分数。

文献[8]通过研究对式(5)进行了修正,提出式(6)。

利用式(1)、式(3)~式(6)分别估算火灾热释放速率,结果对比如图6所示。

图6表明,利用式(3)、式(4)、式(6)所得的估算值均比模拟值小,而式(5)估算的结果明显大于模拟结果,这主要是因为式(5)的计算认为燃烧中氧气全部消耗,可燃物完全燃烧,而实际火灾中氧气不可能全部消耗,可燃物燃烧程度也不同。式(1)估算的热释放速率接近几种模型的平均水平,高于式(3)、式(4)、式(6)估算值,用于火灾危险性分析时,将使结果相对保守。

4结论

(1)通风口大小是影响热释放速率的关键因素,且通风口高度对热释放速率的影响远大于通风口宽度对热释放速率的影响。随开口尺寸增大,热释放速率随之增大,但这种影响逐渐减小。

(2)随通风口位置高度的增大,热释放速率出现上升-下降-上升的变化趋势,但通风口竖向位置对热释放速率的影响程度比通风口尺寸对热释放速率的影响小。

(3)在通风口尺寸和位置高度都适当时,室内热释放速率将达到最大。对通风控制型火灾,可忽略竖向位置的影响,用Q=916BH1.5来估算热释放速率,但开口尺寸较大时,模型误差较大。

(4)进行火灾危险性分析时,应充分考虑通风条件,合理设计热释放速率,这是保证分析结果可靠的前提。

参考文献

[1]邱旭东,高甫生,王砚玲.通风状况对室内火灾过程影响的数值模拟[J].自然灾害学报,2004,13(5):80-84.

[2]钟委,霍然,史聪灵.热释放速率设定方式的几点讨论[J].自然灾害学报,2004,13(2):64-69.

[3]傅荣生,史安.展览建筑火灾场景设置方法分析[J].消防科学与技术,2011,30(10):915-918.

[4]汪箭,吴振坤,肖学锋,等.建筑防火性能化设计中火灾场景的设定[J].消防科学与技术,2005,24(1):38-43.

[5]DGJ 08-88-2000,民用建筑防排烟技术规程[S].

[6]Kevin McGrattan,Glenn Forney.Fire Dynamics Simulator User’s Guide[S].National Institute of Standards and Technology Special Publication,2013.