CC BY
28
Моделирование пожаров
УДК 614.84:532.54:536:252
CFD-МОДЕЛИРОВАНИЕ ПОЖАРА В СИСТЕМЕ "ПОМЕЩЕНИЕ - БОЛЬШОЙ КАЛОРИМЕТР" ПРИ РАСПРОСТРАНЕНИИ ГОРЕНИЯ ПО ФАНЕРНОЙ ОБЛИЦОВКЕ ДВУХ СТЕН: ПРОВЕРКА ЭКСПЕРИМЕНТА
А. М. Рыжов
Московский государственный строительный университет
А. В. Григораш, Д. В. Макаров, B. В. Мольков
Центр противопожарных исследований Университета Ольстера, Великобритания
Впервые осуществлено CFD-моделирование динамики пожаров при распространении огня вдоль облицовок в системе "помещение - большой калориметр". Это позволило найти систематические ошибки при определении вентиляционных потоков в калориметре и величин тепловыделения во всех экспериментах по испытанию облицовочных материалов в помещении ISO Room. Числено показано влияние параметров вытяжного устройства калориметра на время воспламенения облицовок. Получено решение рассматриваемой задачи без большого калориметра. Сделан теоретический вывод, что моделирование распространения пожара в помещении ISO Room необходимо производить только с учетом последнего. Сделан практический вывод, что конструктивные или количественные отклонения от ISO 9705 в системе "помещение - большой калориметр" могут приводить не только к различным результатам в серии экспериментов — их невоспроизводимости, но и к ошибкам при оценке пожарной опасности материалов. При моделировании пожаров использован компьютерный код SOFIE.
Введение
Моделирование распространения пожара необходимо для:
• решения эвакуационных и тактических задач;
• решения задач пожаробезопасности в помещениях и зданиях;
• предсказания таких опасных явлений, как Flashover и Backdraft;
• замены в перспективе крупномасштабных экспериментов компьютерными расчетами для экономии материальных и людских ресурсов. Краткое изложение проблемы:
• моделирование распространения горения является одной из самых сложных задач при моделировании пожаров [1];
• в CFD-моделях рассматриваемая задача решалась при постоянном тепловыделении источника зажигания, в основном это были метан или пропан [2-7];
• применение сложных моделей распространения с большим количеством констант не давало близких количественных результатов с экспериментальными кривыми тепловыделения HRR [7-18];
• моделирование пожаров в ISO Room рассматривалось без учета влияния большого калоримет-
ра [2 - 8, 15 - 18], что могло быть одной из причин расхождения с экспериментальными данными.
В настоящей работе впервые осуществлено CFD-моделирование пожара при распространении огня вдоль облицовок в системе "помещение -большой калориметр", что позволило:
• найти систематические ошибки во всех экспериментах Центра противопожарных исследований в модифицированном ISO Room [19];
• с высокой точностью реализовать все стадии пожара с облицовками.
1. Исходные экспериментальные данные
1.1. Система "помещение - большой конический калориметр"
Условия проведения эксперимента и другие геометрические параметры рассматриваемой системы отличались от указанных в стандарте ISO 9705 [20] (рис. 1).
Бетонные стены и потолок рассматриваемого в данной работе помещения облицованы керамическими плитами толщиной 0,015 м. Кроме того, большая часть северной и восточной стен облицованы фанерой толщиной 0,012 м, оставшиеся части покрыты гипсовой штукатуркой толщиной 0,012 м.
Вытяжной
0,8 1
РИС.1. Общий вид экспериментальной системы "помещение - большой конический калориметр"
2,2 г 2,0 1,8 1,6 1,4
ч
а
1,0 0,8
,1
2
0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 Время, с
РИС.2. Экспериментальные данные расхода газа в вытяжном устройстве калориметра: 1 — после коррекции; 2 — ошибочные данные
Дверной проем размером 0,8 х 2 м сдвинут относительно центра стены на 0,1 м. Большой калориметр имеет размеры в плане 2,40 х 2,37 м (в отличие от стандартного 3,0 х 3,0 м). При этом общая высота металлической конструкции калориметра до его вытяжного отверстия составляет 1,55 м против 2,41 м в стандартном калориметре. Для уменьшения вовлечения холодного воздуха и скорости газа в вытяжном устройстве в отличие от стандартного калориметра вмонтирована разделительная перегородка на высоте 1,38 м от нижнего края калориметра. При этом суммарная площадь вытяжного отверстия составляет 0,5 • (0,9 + 1,38)- 0,18 + + 0,9 • 0,17 = 0,3582 м2.
Расход в вытяжном устройстве после коррекции экспериментальных данных представлен на рис. 2 (кривая 1). Кривая 2 из-за неправильного выставления исходных параметров приборов является ошибочной. Ошибка была найдена после многочисленных расчетов пожаров и безуспешного их сравнения с экспериментальными данными.
1.2. Источник зажигания
и скорость тепловыделения
В качестве источника зажигания при испытаниях в экспериментах, проведенных в Центре противопожарных исследований Университета Ольстера
РИС.3. Вид экспериментального помещения с очагом пожара
(Fire Sert University Ulster) [19, 21], использовался метилированный этанол:
95% C2H6O + 3,5% CH4O + 1,5% H2O
с теплотой сгорания Qfuel = 26,04 МДж/кг.
Метилированный этанол массой 8 кг сжигался в стальном поддоне размерами 0,55 х 0,55 х 0,1 м, который был приподнят на высоту 0,4 м от пола и располагался в дальнем от проема углу помещения на расстоянии 0,05 м от стен (рис. 3).
Зависимость удельной скорости потери массы метилированного этанола от времени представлена на рис. 4 (кривая 1). Данная кривая получена путем математической обработки первичных экспериментальных данных скорости потери массы этанола от времени при совместном горении с фанерой. К концу проведения эксперимента в стадии общей вспышки ее значения превосходят более чем в 2,5 раза (кривая 1) соответствующие значения метилированного этанола при его одиночном горении (кривая 2). Это является следствием увеличения взаимной облученности поверхностей этанола и фанеры при их совместном горении. Быстрое увеличение скорости потери массы этанола определяет динамику развития начальной стадии пожаров при проведении указанных экспериментов с облицовками.
0,064 2 0,056
Й 0,048 я,
^
н
з &
о
=
&
Si
1 /
2
0,040 0,032 0,024 <3 0,016 ; 0,008
0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 Время, с
РИС.4. Изменение удельной скорости потери массы этанола при горении в помещении с облицованными (1 ) и необлицо-ванными (2) фанерой поверхностями
Моделирование пожаров
2800 Г
240020001600 -1200 -
Зн
800 400 0
3.\ / \
Г
1 2.\ \
/ i / \
/7 \
¡1 1
____ _
0 30 60 90
120 150 180 210 240 270 300 Время, с
РИС.5. Изменение скорости тепловыделения метилированного этанола (1) и облицовочной фанеры (2, 3) при их совместном горении в помещении: 1 —результат аппроксимации потери массы полиномом 4-й степени; 2 — первичные (ошибочные) данные большого калориметра; 3 — результат корректировки первичных данных
После обнаружения Рыжовым A.M. указанной выше ошибки британских специалистов из г. Манчестера по настройке измерительных систем большого калориметра произведена также коррекция экспериментальной кривой суммарного тепловыделения при совместном горении источника зажигания и облицовочной фанеры (рис. 5). Следует отметить, что как первичная (ошибочная) кривая 2, так и скорректированная 3 получены при теплоте сгорания на единицу кислородаHc ox =12,87 МДж/кг, величина которой превышает соответствующие отечественные значения для древесных материалов.
2. Математические модели развития пожара
и пиролиза и их численная реализация
Основная система уравнений состояла из уравнения неразрывности среды, трех уравнений сохранения количества движения вдоль каждой из координат, уравнений сохранения массы паров топлива и функции смешения, уравнения сохранения энергии, а также двух уравнений для кинетической энергии турбулентности и скорости диссипации кинетической энергии турбулентности с учетом поправки на действие подъемной силы [22].
Процесс горения моделировался с помощью диффузионно-вихревой модели Магнуссена-Хьер-тагера[23]. Для расчета радиационных потоков был применен метод дискретного радиационного переноса [24]. Для оценки образования сажи и ее распространения в объеме помещения использована модель Теснера [25].
Расчет прогрева ограждающих конструкций помещения осуществлялся с помощью нестационарного трехмерного уравнения теплопроводности.
Для описания процесса распространения огня вдоль горючей нагрузки основная система уравнений была дополнена простой моделью пиролиза [26].
До достижения температуры воспламенения прогрев горючей облицовки рассчитывался аналогично остальным конструкциям. После нагрева поверхности до температуры воспламенения Tign в рамках данной модели считается, что весь поступающий тепловой поток тратится на газификацию. В расчетах принималось значение Tign = 663 K, а теплота газификации изменялась в диапазоне L = (2,5 - 3,0) • 106 Дж/кг.
Предполагалось, что продукты пиролиза фанеры можно аппроксимировать формулой CH15O0 67. При этом теплота сгорания принималась равной Qhc = 13,8 МДж/кг.
При расчетах использовалось модельное значение теплоты газификации облицовки, исходя из равенства потенциалов горючести в модели и натуре [27], а именно:
Lmod = Qfuel/QHcL ■
Следует заметить, что основными граничными условиями для реализуемой системы уравнений являлись линейная скорость выгорания метилированного этанола и скорость газового потока в вытяжном устройстве калориметра. Они следуют из раздела 1 и задавались c учетом зависимостей, представленных на рис. 2 (кривая 1) и 4 (кривая 1). На всех поверхностях свободной области (за пределами большого калориметра) задавались стандартные граничные условия.
Для реализации математической трехмерной модели использован программный комплекс SOFIE [28].
Основное решение задачи получено c постоянным временным шагом 0,02 c на неравномерной расчетной сетке (58 х 96 х 63 = 350784 ячейки) с определяющим размером контрольного объема 0,07 м (в источнике зажигания 8 х 8 = 64 ячейки). В процессе решения задачи контролируемая погрешность по энтальпии составляла 0,0005.
Предварительные результаты получены на рабочей станции c быстродействием процессора 800 МГц и оперативной памятью 1 Гб, окончательные — на компьютере Pentium 4 c быстродействием процессора 2400 МГц и оперативной памятью 1 Гб.
3. Результаты моделирования распространения горения
3.1. С помощью CFD-моделирования реализованы и соответствуют эксперименту такие явления, как:
• поочередное воспламенение и начало горения облицовок, а также отклонение и высота пламени при распространении огня вверх (рис. 6);
• распространение огня по горизонтали вдоль облицовок и быстрое распространение горения вниз по облицовкам (рис. 7).
3.2. Получен уникальный результат — практически точное совпадение расчетных времен начала
т
I к
I = 130,2 с
РИС.6. Температура на поверхности фанеры и положение факела пламени в моменты воспламенения северной стены -77,1 с (а, б) и восточной стены — 130,2 с (в, г) и при распространении огня вверх в момент 150 с (Э, е)
638
633
513
Моделирование пожаров
РИС.7. Зоны пиролиза на поверхности фанеры и положение факела пламени в моменты распространения горения по горизонтали — 180 с(а, б), при начале опускании горения вниз — 195с (в, г )и при завершении распространении огня вниз—225 с (д, е)
Время воспламенения двусторонне облицованной фанеры
Стена
Время экспериментальное, с
Время расчетное, с
при расходе в без
вытяжном устройстве боЛЬшого калориметра
старом
Северная 76 77,1 78,5 80,5
Восточная 130 130,2 134,2 126,5
2500
2000
х
и
ei *
I
1500
1000
500
3? it 5
i 1 if iff i
in* ш / '
I! Ф Ш
if/
40
80
120 160 Время, с
200 240
280
РИС.8. Расчетные и экспериментальные скорости тепловыделения: 1 — экспериментальная скорость тепловыделения при горении этанола; 2 — суммарная экспериментальная скорость тепловыделения при горении этанола и облицовочной фанеры: 3, 4,5—расчетные суммарные скорости тепловыделения при различной теплоте газификации Ь = 2,5; 3 ■ 10 ; 2,75 ■ 10 МДж/кг соответственно
воспламенения северной (77,1 с, см. рис. 6) и затем восточной (130,2 с) стен с соответствующими экспериментальными значениями (76 и 130 с) (таблица).
3.3. Показано хорошее соответствие общего расчетного тепловыделения во всем объеме помещения (рис. 8, кривая 5) с новой экспериментальной кривой тепловыделения (кривая 2) после обнаружения систематической ошибки при проведении экспериментов.
3.4. Числено показано влияние параметров вытяжного устройства рассматриваемого большого калориметра на время начального воспламенения облицовок (см. таблицу):
• уменьшение расхода газа в калориметре приводит к задержке времени воспламенения облицовок;
• моделирование пожара в помещении без учета калориметра только со свободной областью показало, с одной стороны, на дальнейшую задержку времени начального воспламенения северной стены и, с другой, на более быстрое воспламенение восточной стены.
• наибольшее отклонение кривых тепловыделения от экспериментальной при различных усло-
виях вентиляции наблюдается в режиме Post Flashover.
3.5. Сделан вывод, что математическое моделирование распространения пожара в рассматриваемой модифицированной системе "помещение -большой конический калориметр" необходимо проводить только с учетом большого калориметра и его вытяжной системы.
Заключение
1. Показано, что удельная скорость потери массы метилированного этанола при совместном горении с облицовками увеличивается при развитии пожаров в 2 - 2,5 раза по сравнению с ее значениями при горении в отсутствии облицовок.
2. Впервые осуществлено совместное CFD-мо-делирование пожара при распространении огня вдоль облицовок и динамики газовых потоков в системе "помещение - большой конический калориметр":
• найдены систематические ошибки при определении вентиляционных потоков в большом калориметре и величин тепловыделения в помещении во всех экспериментах по испытанию облицовочных материалов в ISO Room.
• числено показано влияние параметров вытяжного устройства рассматриваемого калориметра на время воспламенения облицовок;
• числено реализованы все стадии пожара от начала воспламенения до выброса пламени из помещения.
3. Результаты CFD-моделирования динамики пожара при совместном горении этанола и облицовочной фанеры соответствуют экспериментальным данным по:
• времени и месту воспламенения фанеры;
• времени распространения зоны пиролиза вдоль потолка и опускания вниз;
• по скорректированной динамике общего тепловыделения во всем объеме помещения.
4. Важный практический вывод: конструктивные или количественные отклонения от ISO 9705 в системе "помещение - большой калориметр" могут приводить не только к различным результатам в серии экспериментов, но и к ошибкам при оценке пожарной опасности материалов.
5. Математическое моделирование распространения пожара в рассматриваемой модифицированной системе "помещение - большой калориметр" необходимо проводить только с учетом большого калориметра и его вытяжной системы.
Авторы выражают благодарность профессору Шилдсу Т. Д., доктору Силкоку Г. В. Н. и доктору Азакесан M. A. за предоставленные первичные экспериментальные данные.
0
0
Моделирование пожаров
ЛИТЕРАТУРА
1. Novozhilov V. Computational fluid dynamics modeling ot compartment fires // Progress in Energy and Combustion Science. 2001. V. 27. Р. 611 - 666.
2. Jia F., Galea E. R., Patel M. K. The prediction of fire propagation in enclosure fires // Proc. Int. Symp. on Fire Safety Science. 1997. Р. 439 - 450.
3. Lockwood F. C., Malalasekera W. M. G. Fire Computation: The Flashover Phenomenon //Twenty-Second Symp. (International) on Comb. — The Comb. Institute, 1988. Р. 1319 - 1328.
4. Lewis M. J., Rubini P. A., Moss J. B. Field Modelling of Non- Charring Flame Spread //Sixth International Symposium on Fire SafetyScience. France, 1999.
5. JiaF., Galea E. R.,Patel M. K. The Numerical Simulation of Fire Spread within a Compartment Using an Integrated Gas and Solid Phase Combustion Model // J. Applied Fire Science. 1998 - 1999. V. 8(4). Р. 327 - 352.
6. Yan Z., Holmstedt G. CFDand Experimental Studies of Room Fire Growth on Wall Lining Materials // Fire SafetyJ. 1996. Р. 27, 201.
7. Simo H., Kevin B. Mcgrattan Large eddy simulation of wood combustion // Interflame 2001. Р. 755 - 766.
8. Jia F., Galea E. R., Patel M. K. Numerical Simulation on the Mass Loss Process in Pyrolising Char Materials // Fire and Materials. 1999. № 23. Р. 71 - 78.
9. Chen Y., Delichatsios M. A., Motevalli V. // Combustion Sci. Tech. 1993. Р. 88 - 309.
10. Delichatsios M. A., Chen Y. Flame spread on charring materials: numerical prediction and critical condition // Fire Safety Science: Proc. 4th Int. Symp. 1994. Р. 457 - 468.
11. Kung H. C. A mathematical model of wood pyroysis // Combust. Flame. 1972. V. 18. Р. 185 - 195.
12. Kung H. C., Kalelkar A. S. On the heat of reaction in wood pyrolysis// Combust. Flame. 1973. V. 20. Р. 91 - 103.
13. Di Blasi C., Crescitelli S., Russo G., Fernandez-Pello A. C. Model of the Flow Assisted Spread of Flames Over a Thin Charring Combustible // Proc. 22nd Symp. (Int.) Combust. — Pittsburg, P.A.: The Combustion Institute, 1988. Р. 1205 - 1212.
14. Yan Z., Holmstedt G. CFD and Experimental Studies of Room Fire Growth on Wall Lining Materials // Fire SafetyJ. 1996. Р. 27, 201.
15. Aksit M., Maskie P., Rubini P. A. Coupled radiative heat transfer and flame spread simulation in a compartment // 3rd Internationale Seminar on Fire and Exxplosion Hasards, 2000.
16. Lewis M. J., Rubini P. A., Moss J. B. Field modelling of non-charring flame spread // Sixth Int. Symp. on Fire Safety Science, IAFSS. Р. 683 - 694.
17. Acsit M., Moss J. B., Rubini P. A. Field modelling of surface flame spread over charring materials // Interflame 2001. Р. 1459 - 1464.
18. Acsit M., Moss J. B., Rubini P. A. CFD simulation of cable tray fires // Interflame 2001. Р. 1129 - 1141.
19. Schields T. J., Silcock G. W. H., Moghaddam A. Z., Azhakesan M. A., Zhang J. A Comparison of Fire Retarted and Non Fire Retarted Wood-based — Wall Linings Explosed to Fire in an Enclosure // Fire and Mater. 1999. V 23. Р. 17 - 25.
20. ISO 9705. Fire Tests-Full Scale Room Test for Surface Products // International Standard Organization (ISO). — Geneva, 1993.
21. Zhang J., Schields T. J., Silcock G. W. H., Azhakesan M. A. Behavior of Plywood lining in full scale room fire tests // J. Applied Fire Science. 1998 - 1999. V. 8(1). P. 3 - 18.
22. Cox G. Combustion Fundamentals of Fire // London: Academic Press, 1995.
23. Magnussen B. F., Hjertager B. H. On mathematical modelling of turbulent combustion with special emphasis on soot formation and combustion // 16th Symp. (Int.) Combust. — Pittsburgh, P.A.: The Combustion Institute, 1976. Р. 719 - 729.
24. Lockwood F. C., Shah N. G. A new radiation solution method for incorporation in general combustion prediction procedures // 18th Symp. (Int.) Combust. — Pittsburgh, P.A.: The Combustion Institute, 1981. Р. 1405 - 1414.
25. Tesner P. A., Snegirova T. D., Knorre V. G. Kinetics of dispersed carbon formation // Comb. Flame. 1971. № 17. Р. 253.
26. Quntiere J. G. Principles offire behavior. — London, 1998. — 258 p.
27. Драйздейл Д. Введение в динамику пожаров. — М.: Стройиздат, 1990. — 424 c.
28. Welch S., Rubini P. SOFIE, Simulations of Fires in Enclosures: User Guide. — England: Cranfield University, 1996.
Поступила в редакцию 20.06.03.
