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混合氣體滅火系統(IG541)的管網流動計算方法

時間:2017-07-19 16:14:47 來源:未知

IG 541 混合氣體對大氣臭氧層沒有損耗, 也不會對地球的“溫室效應”產生影響, 而且混合氣體無毒、無色、無腐蝕、不導電, 既不支持燃燒, 又不與大部分物質產生反應, 臭氧耗損潛能值ODP =0 , 溫室效應潛能值GWP =0 ,其在大氣中存留的時間很短, 其滅火機理是將燃燒區中氧的濃度降低到維持燃燒所需最低氧濃度以下, 實現窒息滅火, 是純物理滅火, 是一種十分理想的環保型滅火劑。該型滅火劑已被廣泛應用, 并且列入GB 50370 -2005《氣體滅火系統設計規范》中。筆者結合消防監督實踐, 研究了該滅火系統滅火劑在其噴射過程中的可壓縮流體釋放過程, 噴射介質在管網流動過程為亞音速減壓膨脹流動、音速減壓膨脹流動過程等相關工況, 經過計算發現一些值得商榷的問題。
 
1  可壓縮氣體流動
 
GB 50370 -2005 中計算方法總體思路是, 選定一初始壓力P1 (公式3 .4 .8-4), 指定一流量Qw (公式為3 .4 .8-1 、3.4 .8-2), 令其與P1 對應, 代入氣體管道流動方程(公式3 .4 .8-7)計算管網中指定段管道(孔板以后)沿程各截面的壓力及出口壓力P2 (注:P2 專指管道出口流體壓力, 與規范中P2 的意義不同), 進而確定管網系統中氣體流動時有否符合第3 .4 .9 條所列條件的流動工況點, 以一組數據(P1 , Qw , P2 )表示, 認為在3 .4.9 條所列條件下流動的此工況點即為管網系統不穩定釋放流動整個過程的平均工況點, 有此工況點的管網系統就是滅火藥劑釋放速度合格的系統, 即可以據此設計建造管網。暫時不討論該計算所得的工況點可否作為平均工況點的問題。

這種算法對于不可壓縮流體管道流動在任何情況下都是正確的, 所算得的工況點按設想條件也是會出現的工況點。但是這種算法是否也適合可壓縮氣體流動, 則要具體情況具體分析。
不可壓縮流體管道流動方程見式(1):
不可壓縮流體管道流動方程見式
式中:ρ為流體密度;λ為阻力系數;Ld 為管道流阻當量長度;D 為管道內徑。
 
由式(1)可知, 不可壓縮流體在一個確定的管道系統內流動, 壓力P 與流量Q 具有任意一一對應的特點, 因而其計算可以選定一進口壓力P1 , 指定一Q 與其對應,代入該方程就可算得下游管道任一截面上的壓力, 如管道出口壓力P2 , 這個工況點(P1 ,Q , P2)就是一個描述不可壓縮流體管道內實在流動的工況點, 據此可以設計管道系統, 液化氣滅火劑管網的流動計算方法一般是按這種思路做出的;可壓縮氣體在某種條件范圍的管道流動也具有該特點, 即, 可以選定一進口壓力P1 (對氣體還得有密度ρ1 或溫度T1), 指定一Q , 再代入氣體流動等方程計算P2 、ρ2 , 則這個工況點(P1 、ρ1 , Q , P2 、ρ2 )也是氣體在管道內客觀實在流動的工況點;而另一種條件范圍內的流動, P1 、ρ1 與Q 任意一一對應的這個特點則不復存在,這時用指定參數互相對應的算法確定的流動工況點就是一個虛構的工況點, 描述的將不是氣體的實際流動。這個條件范圍中的氣體流動就不能再用這種指定參數互相對應的算法確定流動工況點了。
 
IG541 這類可壓縮氣體滅火劑管網的流動計算要注意這個不同于不可壓縮流體管道流動計算的特殊問題。GB 50370 -2005 中導出IG541 管道流動的核心公式3 .4 .8-7 的原始方程為《條文說明》中3 .4 .8 條第7 款所列的一元穩定管流微分方程 , 該方程式加上連續性方程Q =ρAV(A 為管道內正截面積;V 為氣體速度), 氣體管道流動過程方程式, 可選P =Cρk (C為常數, 氣體管道流動中K =1 ~ K =CP/CV ;CP 、CV 分別為流動氣體的定壓比熱容與定容比熱容, CP/CV 為該氣體絕熱指數), 可以求解出P 、ρ、V 三個參數。氣體流動的初始條件也較易確定, 所以該方程組有一確定的定解式, 見式(2):

 
  其中,C1 =K/ (K +1)、C2 =2/(K +1), 不必用規范中的Y 、Z 將可積函數寫成差分式, 寫成差分式會掩蓋許多問題, 如同一個定解式描述了氣體在管道中性質完全不同的三種流動:亞音速減壓膨脹流動、音速減壓膨脹流動和超音速增壓壓縮流動;再比如, 對IG541 管道流動最有指導意義的亞音速減壓膨脹流動和音速減壓膨脹流動的本質差別也會被完全掩蓋。
 
上述選定一P1 、指定一Q 、令其對應并代入相應公式計算P2 的方法, 只適合于氣體的亞音速減壓膨脹流動,并且對于接近音速的亞音速管道流動, 此算法只適合于確定流動工況點, 用來計算與流動時間有關的問題則會有大的誤差。原因是管網出口背壓Pb 改變的壓力波是以音速向上游傳播影響流動的, 當氣體出口速度接近音速時, 這個壓力變動波是以音速減掉出口速度后向壓力
源處傳播的, 即影響到流量也發生變動的時間比氣體低速流動需要的時間長, 這種流量的不穩定變動過程在計算時用氣體穩定流動公式3 .4 .8-7是反映不出來的。所以, 與時間有關的氣體流動計算, 即使是處于亞音速減壓膨脹流動范圍, 若氣體出口流速接近音速, 就已經不應運用選定一P1 、指定一Q 、令其對應計算下游管道壓力變化的方法。而對于音速減壓膨脹流動范圍, 這種指定參數互相對應的計算方法則幾乎沒有進行正確計算的可能,連用來確定某工況點都不行, 更不用說與時間有關的不穩定流動計算, 這就是下面接著將敘述的GB 50370 -2005 規范3 .4 .8 條存在的第二個問題。
 
2  亞音速流動與音速流動
 
由于沒有將管網中惰性氣體IG541 的流量限定在亞音速范圍, 所指定為互相對應用于管網流阻計算的參數值極有可能不是氣體流動實際曲線上互相對應的數值。即公式3 .4 .8-4 定出的P1 及進而由公式3.4 .8-5 算得的IG541 氣體流動動力源壓力P2 =δP1 , 對于所確定的釋放背壓Pb =0 .1 MPa 的管網系統極有可能不在亞音速流動范圍, 該動力源壓力P2 與公式3 .4 .8-1 、3 .4 .8-2 算得的平均流量Qw 就不是公式3 .4 .8-7 決定的音速減壓膨脹流動范圍內互相對應的真實函數值, 且不對應誤差較大, 會嚴重超出工程計算允差。這是因為, 在公式3 .4 .8-7決定的整個等音速減壓膨脹范圍內的氣體管道流動, 只有唯一一個臨界流動工況點(P1 、ρ1 , Qmax , P* 、ρ*), P1 、ρ1 與Qmax 是該流動范圍內無數個點中唯一的一對可以指定為互相對應的參數值, 亞音速減壓膨脹流動范圍內壓力、流量任意一一指定就會正確對應的特點已經不復存在, 這里極有可能將根本不對應的參數值人為指定成互相對應。P* 、ρ*為氣體流動的臨界壓力和臨界密度, P1 、ρ1 一定, 不需要知道Qmax , 只依據管道結構摩擦因素, 其值也即一定。對于在音速減壓膨脹段的氣體管道流動, 若選定P1 、ρ1 , 指定一Q , 用公式3 .4 .8-7 計算下游出口壓力P2 , 由上述分析可知, 將壓力、流量兩個參數指定互相正確對應的可能性幾乎沒有, 所以算得的這個工況點(P1 、ρ1 ,Q , P2)不可能是氣體臨界流動工況點, 而是一個虛構的工況點, 不能描述氣體的實際流動。從以上分析也可以看出, 由于管道中氣體流量達到了最大值,在音速流動范圍設計的管網系統會最小、最經濟。
 
上述分析表明, IG514 管網系統在公式3 .4.8-4 決定的P1 作為動力的作用下, 是處于亞音速減壓膨脹流動還是處于音速減壓膨脹流動, 是可否采用任意指定參數互相對應方法進行流動計算的關鍵。事實上, 一級充壓、二級充壓的IG541 管網系統的釋放流動, 即使在壓力已降到由公式3.4 .8-4 算得的P1 (還有該規范未列出的ρ1 或T1 )及公式3 .4 .8-5 算得的P2 =δP1 作為初始流動動力的條件下, 因管網系統釋放出口的背壓Pb 等于當地大氣壓約0.1 MPa , 除極個別內徑很大或等效當量長度較短的管道系統外, 一般管網系統中的滅火惰性氣體均處于音速減壓膨脹流動范圍, 是不能用選定P1 、指定Qw 任意對應計算下游管道出口P2 的算法的;否則, 需依據管長、管徑的不同給出管道中惰性氣體IG541 流量值的限定表, 在設計管網時限定管道中氣體的流量, 保證IG541 流動在亞音速范圍, 才可以用這種管道中壓力、流量任意對應都是實際流動的計算方法, 并且管道中IG541 的流量應離音速較遠對所解決的工程問題才合適。不過, 這樣設計的管網系統會很大, 不經濟。部分人員會認為用的是平均流量Qw , 與對應“平均壓力”P1 的Qmax 相差可能不大, 計算只要在工程允差范圍也是可行的。
 
筆者認為這不能妄斷。事實上, 氣體穩定流動公式3 .4 .8-7 壓力P 與流量Q 的非線性項有好幾項, 作該式曲線可以發現, 在臨界流動工況點左右一個較大的流動范圍內, 相應壓力比為橫軸, 曲線變化非常平緩;相應流量Q 為縱軸, 曲線變化很陡, 表明流量不大的變化會導致壓力比有較大的變化。平均流量Qw 已與應該代入該式用來計算不穩定流動的實際流量加權均值(注:見下述問題三)相差較大, 將其再代入參數為這種變化關系的公式3 .4 .8-7 , 計算得到的P2 誤差會更大。在所列出的條件下, 筆者對GB 50370 -2005 的條文說明3 .4 節的舉例進行了計算:當只知孔板后管網系統的流動動力為P =2 .576 MPa 時, 還需補充一參數才可以計算氣體的流量,按該規范計算IG541 流動中壓力降的這兩個點的壓力P1 及P2 =δP1 時, 采用的均是氣體絕熱膨脹過程, 那就應補充T =(2 .576/ 15.1)(1 .45 -1)/1 .45 ×293 =169 .24 K 才能決定該段管網中IG541 氣體的流量。以P =2 .576MPa , T =169 .24 K 為動力項數據, 按該規范條文說明附圖及提供的這部分管網流阻特性數據, 用該規范條文說明所列微分方程的定解式進行流動的分析計算, 這個工況點的流量應在20 .76 ~ 22 .70 kg/ s 之間, 與指定的QW =16.110 kg/ s 的誤差早已不允許互代。值得一提的是這個20 .76 ~ 22 .70 kg/ s 的計算數據并非通過對整個管網系統的初始入口流動動力條件及總流阻特性數據計算所得, 依據提供的條件, 只能這樣計算這部分管網流阻特性決定的流量, 至于是否符合所列條件下IG541 管網中該時刻的實際流量, 則不得而知;可以知道的是:T =169 .24K 肯定不是氣體流動中管網該點壓力降至2.576 MPa 時該點氣體的溫度, 但此值是按該規范求該點參數的算法得出的。
 
3  簡化處理原則
 
用GB 50370 -2005 規范中公式3.4 .8-1 和3.4 .8-4確定的“平均”值和“平均”狀態, 二者只是流動中變化趨向一致, 與符合管網系統氣體不穩定流動釋放過程實際的“流量加權均值”或與其對應的“壓力加權均值”誤差較大, 同樣大大超出工程計算允差。將氣體穩定流動公式3 .4 .8-7 用來分析IG541 管網系統的嚴重不穩定釋放流動, 可以得到一個流量Q 在音速段釋放和亞音速段釋放的加權均值, 該值與公式3 .4 .8-1 確定的Qw 出入較大;用該流量加權均值與管網系統結構, 通過穩定流動方程3 .4 .8-7 可以確定出該方程上對應的壓力加權均值, 該值與公式3 .4 .8-4 確定的P1 及P2 =δP1 有很大的出入。公式3 .4 .8-1 確定Qw 的原則, 應該是認為流量Q 對時間的不穩定變化關系為線性不穩定關系;公式3 .4 .8-4 確定P1 的原則, 是認為流出前二分之一藥劑量的時間與流出后二分之一藥劑量的時間相等, 實質也是認為壓力P對時間的不穩定關系為線性不穩定關系。顯然這些簡化問題的處理原則大大偏離IG541 管網系統不穩定釋放流動的實際, 因而將其作為實際不穩定流動過程的平均值誤差較大, 若再指令Qw 與P1 對應則更是不可取。
 
4  流阻計算
 
公式3 .4 .8-4 的不妥之處:公式3 .4 .8-4 的算法表明它實質是設想將管網系統藥劑量取出某一部分后, 令余量藥劑充滿孔板前的管網, 又有部分跑到孔板后的管網中, 是這種情況下孔板前的壓力P1 ;并不是釋放流動中設計規定藥劑量流出二分之一時孔板前的壓力P 。從這個意義上講, 它本身沒有大問題, 問題出在它包括了所有IG541 管網系統P1 的求取, 這就有了兩個問題:一是流動不一樣, 計算卻一樣。因為公式中的V1 是依據幾何結構計算的, 同樣一個V1 可以有許多種結構, 這句話有兩個含意:其一為主干管上的孔板前管道結構, 如彎頭等不一樣, 即許多整體結構不一樣的管網系統孔板后的部分可以完全一樣;其二為同一管網設置孔板較多, 每個孔板前的支管結構可以相差較大。這兩點是說, 同樣一個V1 , 可以對應許多當量管長Ld 相差較大的孔板前的管網結構, 而Ld/D 是決定流量Q 的關鍵因素之一, 這些管網的流動就不同了。但是, 只要孔板后的管網相同, 孔板前管網結構雖不同, V1 卻是可以相等的, P1 就相等, 則以孔板后的管網進行流動計算的結果就完全是相等的。這顯然不合理。這也說明, 只計算部分段管網流阻的設計計算思路是否合適值得考慮。二是流動一樣, 計算卻不一樣。對于將孔板用來分流的管網系統, 即幾何結構極不平衡的管網, 加裝孔板后可以設計成流動為平衡系統的流動, 與幾何結構也為平衡系統的流動相同。但是, 因為V1 相差非常大, P1 就不相等, 這兩種管網計算時流動就完全不一樣。這顯然也不合理。
 
5  阻力計算
 
GB 50370 -2005 規范第3 .4 .8 條選定只計算部分管段流阻不適當。該條第7 款規定阻力損失宜從減壓孔板后算起, 不考慮孔板前管網結構的影響極不合理, 因為局部阻力損失非常大的容器閥、導流管、單向閥、集流管、選擇閥等均在孔板前, 該項阻力特性很可能會是整個管網系統總阻力特性的主項;當然是與不是, 要以計算決定, 但至少占相當大份量, 其對藥劑釋放時間的影響可能會比孔板之后的串、并聯管網要大, 所以這樣區分主次因素的表征性算法值得商榷。ISO/CD14520 -1 國際標準中2.3 .2 .1 款的規定應該是針對管道強度計算的規定。
 
6  一個疑問
與GB 50370 -2005 規范3 .4 .8 條配套的附錄表E-1 、E-2 中壓力系數Y 的列值, 按定義式 , 均在公式3.4 .8-7 原始微分方程 的積分定解式對應項之實際變化范圍之內, 而密度系數Z 的列值, 按其定義均超出實際變化范圍, 一、二級充壓系統都是此問題。例如:一級充壓系統, 壓力為3 .0 MPa 時, 由上述方程可求得按絕熱過程Y =523 .11 ,按等溫過程Y =327 .28 。表E-1 列值Y =383 , 在絕熱與等溫之間。而Z 值依定義求得按絕熱過程Z =0 .145 , 按等溫過程Z =0 .210。表E-1 列值Z =0 .277 , 超出流動過程實際變化范圍之外, 應該是有問題的。一、二級充壓系統的所有Y 、Z 列值均如此。
 
7  其余問題
 
一是公式3 .4 .8-7 只適合氣體管道中流阻為層流與紊流之間過渡段的流動, 而IG541 的管網流動應在“阻力平方區”求解才是合理的;二是所有管網的流動計算均以一個初始動力參數P1 與公式3 .4 .8-7 求解, 均運用附錄E 與附錄F 的列值進行, 是認為可壓縮氣體管道中的流量只與動力源壓力有關, 是認為所有結構不相同、與外界能量交換表面積不相同的管網系統對不同量的IG541 氣體的流動過程方程完全相同。這樣處理氣體在不同管道內的流動膨脹過程有些過于簡單化。
 
以上意見為獲得一個理論上正確、實踐上符合單相氣體滅火劑管網實際流動釋放規律的計算方法, 以保證我國消防規范中確定潔凈惰性氣體管網系統大小的設計計算方法的正確性, 為我國環保消防工程質量的百年大計負責。

本文摘自《消防科學與技術》第三十卷第一期,版權歸原作者所有,如有侵權請聯系我們,將在第一時間刪除。
 

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