空间温度（精选六篇）
空间温度 篇1
空间目标可以近似看成灰体,为了得到其红外辐射特性,必须计算其表面温度分布,表面温度的分布主要取决于周围环境及目标的热交换和热平衡.由于空间目标的结构复杂、所处的外部热环境振荡,使得计算空间目标温度分布的难度较大,为了从总体上把握其表面温度的分布,必须对计算条件进行合理性简化,假设目标为内部温度固定的空腔结构体,由于目标处在大气层外,除太阳和地球外,其他星体和宇宙空间与目标的辐射换热可以忽略不计.因此,目标表面温度的分布主要由下列因素决定[1,2]:(1)太阳直接投射到目标表面的辐射(简称太阳直接辐射);(2)地球及其大气系统直接投射到目标表面的辐射(简称地球辐射);(3)太阳的辐射经地球反射后再投射目标表面(简称地球反照辐射);(4)目标表面向宇宙空间的辐射.
1 外界环境的热量交换
1.1 太阳直接辐射
为了计算地球大气层外的太阳辐照度,必须知道太阳半径和表面温度.设定太阳是半径为6.95×108 m的规则球体,并且是表面温度为5 777 K的黑体.由于太阳与地球的距离远大于地球半径,可以认为空间的太阳光是辐射度均匀的平行光,则第j个表面单元吸收的太阳直接辐射qsj为
qsj=εsEsSjXsj (1)
式中,εs为目标表面对太阳辐射的吸收率;Es为太阳常数;Sj为该单元表面积;Xsj为该单元外表面对太阳直接照射的角系数.
1.2 地球反照辐射和地球辐射
空间目标不仅接收太阳直接辐射,而且还会接收到地球反射的太阳辐射,地球对太阳辐射的反射可认为是地表均匀的漫反射,由此在计算地球反射太阳辐射时可将地球当作二次光源来处理[4],则第j个表面单元所吸收的地球反照辐射qsej为
qsej=εseρEsSjXsej (2)
式中,εse为目标表面对地球反射太阳辐射的吸收率;ρ为地球反射率;Xsej为该单元表面对太阳间接辐射的角系数.
对于空间目标而言,可以假设地球是一个均匀的热辐射平衡体,即地球大气系统吸收的太阳辐射等于它向空间辐射的能量[5],地球辐射出射度为390.1 W/m2,其光谱分布近似于254.3 K的黑体,则第j个表面单元所吸收的地球辐射qej为
qej=εeEeSjXej (3)
式中,εe为目标表面对地球辐射的吸收率;Xej为该单元表面对地球辐射的角系数.
1.3 目标向宇宙空间的辐射
表面温度高于绝对零度的空间目标必然会向宇宙空间辐射能量.该单元表面向宇宙空间的辐射能qfaj为
qfaj=εσT
式中,ε为目标表面的发射率;σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常数;Tj(t)为该部分在时间t的温度.
2 空间目标表面温度计算
空间目标的物理模型经合理化处理后,采用节点网络法来计算其表面温度分布及变化规律.将求解区域用与坐标轴平行的一系列网格线的交点所组成的点的集合来代替,在每个节点上,将控制方程中每一个导数用相应的差分表达式来代替,从而在每个节点上形成一个代数方程,每个方程中包括了本节点及其附近一些节点上的未知值,递推求解这些方程组,便可以算出目标表面各节点的温度值及其随时间的变化规律,从而得到空间目标温度及其变化规律[3].
2.1 热平衡方程
利用热平衡方程可以求出在一定边界条件作用下目标内的温度随空间和时间的分布状态,由此可以得出目标表面的温度分布状态和随时间的变化.热平衡方程以能量守恒定律和傅里叶定律为基本依据,它在柱坐标系的一般形式为
式中,ρ为密度;c为比热容;t为时间;λ为导热系数;ΦV为微元单位体积的发热功率.
2.2 边界条件的确立
边界条件指导热物体在其边界面上与外部环境之间在热交换方面的联系或相互作用.对于非稳态导热,它常常是使过程得以发生和发展的外界驱动力.由前面目标表面与外界环境的热量交换的分析,可以得外边界条件为
式中,n为边界面某处的外法线方向.式(6)左边表示由目标表面向内部导热而损失的热量,右边表示由辐射造成的目标表面得到的热量.
2.3 数值计算
用数值方法求解导热问题,首先要将求解区域离散化.对于导热微分方程,利用向前差分格式得出内节点方程为
对于边界节点,需要利用能量平衡方法推出节点方程为
在联立方程组迭代计算时,还面临着外边界条件含辐射项温度四次方的问题.为此,利用泰勒公式作线性化处理可得
(T
对于内表面节点方程,普通情况下与外表面相同,但其辐射项由于密闭空间的相互反射要变得复杂得多,具体计算方法见参考文献.为简化计算,通常情况下可以认为每个内表面接收到的辐射能量等于其由于热辐射而损失的能量.故其内边界节点方程相对于外边界节点方程而言,可以忽略辐射项.
3 计算分析
以图1所示的一个空间目标模型为研究对象.分别把目标划分成若干个热力学特性基本相同的单元,以主体单元为例,考虑其各单元表面的相互辐射,利用节点网络法求解整个空间目标的温度分布和红外辐射特性.设定目标的材料导热系数λ=1×10-5 W/(m·K),目标的材料密度ρ=500 kg/m3,目标的比热容c=200 J/(kg·K),目标表面对太阳辐射的吸收率εs=0.95,目标表面的发射率ε=0.15,目标表面对地球辐射的吸收率εe=0.15,目标表面对地球反射太阳辐射的吸收率εse=0.95,太阳光来自圆2(T2)右侧,地球相对位置在圆4(T4)左侧.
太阳直接辐射是空间目标接收的最主要的外部热源,对空间目标的表面温度影响很大,如图2所示,圆2T2、圆3(T3)和圆5(T5)的圆周方向右侧可以接收到太阳直接辐射,表面温度变化明显;T3、T4和T5的圆周方向左侧可以接收到地球反照辐射和地球辐射,表面温度也有所变化;圆1(T1)圆周方向左右两侧、T2圆周方向左侧和T4圆周方向右侧的表面温度无法接收到太阳直接辐射、地球反照辐射和地球辐射,表面温度变化很小.
4 结 束 语
建立了空间目标的导热微分方程,利用节点网络法,求解其表面温度场分布,对一个空间目标模型的表面温度场分布进行了数值计算.该方法可以简单计算出空间目标在任意时刻和任意太阳入射角时的温度场分布,基本可以满足对于精度要求不高的工程计算.
参考文献
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空间温度 篇2
北京地区温度场分布与地面空间结构关系的分形描述
提出构建北京市温度分布与空间结构的之间定量关系的思想.首先以- 05-22 ETM+ 作为数据源,利用分形理论初步构建北京市温度分布与盒维数,最大、最小非均匀标度指数αmax,αmin,(αmax-αmin)以及信息维D(1)之间的关系;然后利用北京市- 05-16和杭州- 08-11的TM遥感数据对所建立的关系进行了验证.研究表明,温度分布与盒维数、αmin和D(1)之间存在较好的正相关关系,而与(αmax-αmin)之间的关系在不同时间和城市存在较大的差异.温度分布与盒维数、αmin以及D(1)之间的定量关系,为定量解释城市空间结构与温度分布之间奠定了一个新基础.城市空间结构极为复杂,利用分形理论研究城市环境要素、现象与城市空间特征之间的`关系时,对于分形参数的物理、现实意义一定要根据具体的研究时间、地点和目的给出谨慎的解释.
作 者：杜华强 赵宪文 范文义 DU Hua-qiang ZHAO Xian-wen FAN Wen-yi 作者单位：杜华强,DU Hua-qiang(浙江林学院,林业与生物技术学院,浙江,杭州,311300)赵宪文,ZHAO Xian-wen(北京林业大学,资源与环境学院,北京,100083)
刊 名：遥感学报 ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF REMOTE SENSING 年，卷(期)： 9(6) 分类号：X87 关键词：北京 温度分布 盒维数 多重分形 空间结构苹果结果期果园温度空间分布规律 篇3
关键词：苹果园；结果期；温度；空间分布；冠层；北京
中图分类号： S126文献标志码： A文章编号：1002-1302（2015）11-0483-04
收稿日期：2015-02-02
基金项目：国家“863”计划（编号：2013AA102405）；农业系统智能控制与虚拟技术团队（编号：CAAS-ASTIP-2015-AII-03）。
作者简介：郭秀明（1981—），女，河北沧州人，博士，助理研究员，主要从事农业信息化研究。E-mail：guoxiuming@caas.cn。
通信作者：周国民，博士，研究员。E-mail：zhouguomin@caas.cn。作物通过与周围环境进行能量和物质的交换以进行生长，其生长环境参数是决定农作物产量和质量的直接因素[1-2]。温度是影响作物生长的重要因素之一，不同作物中的温度分布规律的研究能为作物环境中温度参数的监测方案打下基础，为温度与作物产量及质量之间的关系提供支持，最终提高作物生产水平。
温度和苹果的产量及质量密切相关[3-5]。刘雯斐等研究了果实微域环境温湿度与红富士苹果果面碎裂发生的关系，结果温度越高，相对湿度越低，果面碎裂现象越严重[3]。吴芳芳等为深入了解苹果炭疽菌的侵染规律，研究组建了温度、湿度对苹果炭疽病菌分生孢子萌发和芽管伸长的影响的Logistic模型[6]。刘增辉等综述了干旱、盐、高温和低温胁迫条件下 NADP-苹果酸酶活性及该酶基因表达变化的特点，揭示了其在对植物体抵御各种胁迫带来的危害时所发挥的作用以及作用机理[7]。本研究主要关注苹果园中的温度参数，研究其温度的空间变化特性，为研究温度与苹果品质之间的关系打下基础，为苹果园中温度的监测方案提供技术支持。
关于果园中空气温度的变化特性的研究较少。孙志鸿等研究了北京地区树冠不同层次和部位温度的分布、动态变化与枝叶数量间的关系，结果表明，树冠不同层次温度从上到下逐渐降低，同一层次内温度从内膛到外围逐步增大[8]。李光晨等研究了果树冠层空气温度的分布，结论为树冠中由上至下温度逐渐降低[9]。以上研究均针对果树冠层，有关整个果园中温度分布规律的研究还未见报道。在果园中温度监测中，监测方案和整个果园的温度分布特性及规律有关。为了研究果园中空气温度的分布特性，在北京市的2个果园进行了实地试验，以期发现果树冠层的温度分布规律，不同果树冠层及果树间隙的温度差异，为苹果园中温度监测时监测位置的布局方案打下基础，为研究温度和苹果质量之间的关系打下基础。
1材料与方法
1.1试验果园
试验地点选取北京市丰台区的一个普通苹果园，果园树龄为18年，主栽品种为富士和华红。果树的行距为4 m，株距4 m，果树高3 m，主干高0.5 m。果树冠层为纺锤形，冠层长为3 m、宽3 m。试验果园情况见图1。
为了对试验结果进行验证，分别于9月、10月进行试验。试验时间均为苹果即将成熟的秋天，天气均无风。
1.2测定仪器
选用台湾TES数字温湿度测量仪测量果园中的空气温度，型号为1360A（图2）。空气温度的分辨率为0.1 ℃，准确度为±0.8 ℃。
1.3试验方法
果园中的果树离散分布，分别对果树冠层、果树间隙进行采样测量。依据果园中的位置选定3棵长势较均匀的果树，
对每棵果树以0.5 m3立方体为隔断将其划分为80个正方体，测量每个正方体中心点的空气温度。对每棵果树的测量方法见图3。为清晰起见，只画出了2个测量高度（共5个测量高度：0、0.5、1.0、1.5、2.0 m）各16个测量位置点。
对果园间隙，采用“弓”字形测量方法以能覆盖整个果园，反映整个果园的空气温度变化。测量方法见图4。
为了对试验结果进行验证，10月在另外的果园进行了验证试验，试验方法相同。
2结果与分析
2.1苹果不同高度温度变化
9月不同高度的16个点的温度测量结果见图5。1～16个位置点分别沿着“弓”字形顺序定位。
不同高度层空气温度具有相似的走势，表明空气温度在水平方面具有相似的变化趋势。在冠层1中，不管在哪个高度层，温度在1～8个测量位置点的温度明显低于9～16位置点的测量值。在果树间隙，温度从1至16个测量点逐渐减小（图5）。
空气温度在单个冠层的变化快慢及变化幅度与果树所处的环境有关。果树周围及其本身的枝叶分布越均匀，空气温度越趋于稳定，变化幅度小，变化速度慢，如冠层2、冠层3。果树周围的环境不均衡，冠层温度的变化较快，变化幅度较大，如冠层1（图5）。
果树周围环境是否均衡主要和果树所处的位置及相邻果树的生长状况有关。处于果园边缘的果树由于其一边直接和外界环境接触，而另一边为茂密的果树，造成冠层温度变化较大。即使果树在果园内部，若果树的邻树茂密程度较大，也会造成温度的变化较大，如其中1棵相邻的果树由于病虫害造成树体矮小且枝叶较少的情况。
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2.2苹果不同高度温度极差分布
对于多数果树，不同高度的温度曲线集中分布，说明在每个位置点，空气温度随着高度的变化很小。对于所测量的64个位置点中，每个位置点的不同高度的温度极差所占的百分比，87.5%的温度极差小于0.5 ℃，>0.1～0.2 ℃的极差所占比例最多，占32.8%（图6）。
2.3不同冠层及果园高度的温度变化
为了深入研究空气温度在3个冠层、果树间隙、整个果园的变化情况，计算了不同高度层的极差，结果见图7。从图7可以看出， 总体上极差由大到小排列分别为整个果园、冠层1、果树间隙、冠层2、冠层3。虽然冠层1的覆盖空间远小于果树间隙，但其温度极差却大于果树间隙。整个果园的极差主要由冠层1造成，表明在果园中周围环境不均衡，果园边缘的果树或者邻树缺位及长势相差较大的果树冠层的空气温度变化幅度基本能反映整个果园的变化幅度，结果为苹果园中空气温度的监测方案提供了依据。
对任一冠层、果树间隙或整个果园，极差随着高度的变化波动较小，总体呈水平趋势。表明空气温度在水平方面具有相似的变化趋势。整个果园的最大极差出现在高160 cm处，为2.3 ℃。
2.4验证试验
为了对所得到的结果进行验证，于10月进行了同样的试验，3个冠层及果树间隙的不同高度16个测量点空气温度测定结果见图8。10月与9月比较温度均有所降低。
验证试验结果，冠层1中同一水平高度的温度变化较大，与9月试验结论一致，与果树1所处的位置靠近果园边缘有关。10月空气温度在同一冠层不同高度的曲线具有相似的走势，且分布较集中，验证了空气温度在不同水平面上具有相同走势的结论。
10月冠层中的空气温度曲线分布更集中，表明在同一测量位置点空气温度随着高度的变化较小。每个位置点的最大最小值之差分布见图9。从图9可以看出，温度极差最大值为0.7，0～0.1的极差所占比例最高，为46.9%。
空气温度在3个冠层、果树间隙及整个果园不同高度层的极差见图10。从图10可以看出，冠层1不同高度的极差最大，对整个果园极差的贡献最大。冠层2、冠层3不同高度的极差值近似，果园中果树间隙的极差在前二者间，验证了9月试验的结论。整个果园的极差最大值为2.3 ℃，与9月试验结论一致，验证了果园中整个果园空气温度最大最小值之差在2～3 ℃之间的结论。
3讨论与结论
果园冠层中空气温度在不同高度具有相同的走势。这与王大铭研究的树冠不同层次温度从上到下逐渐降低，同一层次内温度从内膛到外围逐步增大的结论[1]不同。可能和试验时节和天气有关，本研究试验季节均为秋天，在果实成熟前进行，虽然没有风，但空气相对湿度较低。本研究结论为秋季苹果成熟前果园中空气温度的监管提供依据，并为研究温度与果实品质及产量之间的关系提供理论支持。
果园中空气温度的极差不同冠层相差很大，与果树所处的位置有关，果树周围环境越是不均衡，冠层空气温度的极差越大。果园间果树间隙的极差处于冠层极差之间。处于果树边缘或临树茂密度相差很大的果树冠层的空气温度极差较大，对整个果园中不同高度的温度极差贡献最大。
空气温度在水平方向的变化大于其在垂直方向的变化。通过2次试验表明，同一位置点不同高度处空气温度的最大最小值之差小于0.5 ℃。而在水平方向即使在同一冠层，极差最大值为2.3 ℃。
参考文献：
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空间温度 篇4
关键词：狭长受限空间火灾,数值模拟,燃烧试验,温度分布
随着我国经济的快速发展,电线电缆在国民经济中的地位日趋重要。因电线短路、过负荷及电气设备故障等原因引起的电线电缆火灾的发生也呈逐步上升的趋势,在造成重大经济损失的同时,严重威胁着人们的生命安全。电缆系统是指其内部能够容纳较多电缆,且便于人员施工和巡视的相对封闭的地下通道,是典型的狭长受限空间。因此,研究狭长受限空间内火灾时的温度场分布规律及火灾蔓延规律,对于发展防火保护技术、预防及控制电气火灾尤为重要。
笔者以NFPA 262-2002《通风控制空间内电线电缆火焰传播与烟气测试标准实验方法》为依据,建立温度场的数值模拟模型,进而研究炉内温度场分布特性。在水平隧道炉中开展燃烧试验,选取3种典型可燃物,研究不同可燃物作用下的温度场分布特性。分析对比数值模拟结果和燃烧试验数据,提出模型的优化调整方案,并建立温度峰值拟合函数。
1 工况设定
1.1 模拟工况
根据NFPA 262规定,环境温度23℃,空气流速1.2m/s,管道初始温度41 ℃,沿长度方向,四个壁面绝热。空气流从试验箱左侧面进入,右侧面流出。在试验箱底部靠左端有一33cm×33cm的正方形火源。
根据GB 4715-2005《点型感烟火灾探测器》中对4种标准火源的规定,设计火源温度为800、700、600、500、400 ℃,标记为工况1~工况5。
1.2 输入参数
在FLUENT环境中选择RNGk-ε湍流模型。火源的作用时间5min,时间步2s,计算步数150,计算时间300s。5min后将火源进口速度更改为0,关闭火源。
1.3 输出参数
根据NFPA 262要求,采集点A-O的瞬态温度,测点位置如图1所示。
1.4 试验火源选取
依据美国UL标准、欧洲EN标准、国际ISO标准以及我国的国家标准,公认的标准试验火有8 种。在狭长受限空间内,选取的火源既应具有典型代表意义,也必须满足在火灾发展初期阶段,火源种类不同的区分。综上,选取聚氨脂塑料火、酒精火和汽油火作为试验火源,材料的布置方式、点火方法和试验开始与结束条件,均参照GB 4715规定。
1.5 测点位置
沿隧道炉长度方向,热电偶位置与模拟中的温度输出点位置相同。在D-I采集面上划分100 mm×100mm的网格,在每个节点上布置热电偶。热电偶命名原则为其在矩阵中的相对位置,如D剖面上热电偶分别命名为D13、D14、D15、D21、D23、D24、D31、D32,该8 只热电偶所采集的数据足以对整个剖面的温度分布特性进行分析。
2 数值模拟研究
2.1 水平隧道炉建模及网格划分
在SolidWorks软件下,绘制隧道炉空间结构。在进行温度场分布规律研究时,主要分析试验箱内部的温度场分布特性。试验箱内部长7 620 mm,宽451 mm,高305mm,将该区域设定为模拟计算区域。
2.2 水平隧道炉内温度场数值模拟
对不同火源温度作用下的隧道炉内温度场分布规律进行数值模拟。由结果可知,在一定火源温度作用下,温度场分布情况极为复杂,等温面为形式各异的多面曲面。火源温度会影响温度场的扩散范围和形状,在纵断面、水平断面和横断面上均产生规律性的变化。
在不同温度作用下,温度场随时间发生变化,在火源作用的5min内,试验箱中温度迅速上升,温度峰值随着火源温度的降低而降低。沿试验箱长度方向,空间温度逐渐降低。到300s时,热气流可作用在隧道炉的绝大部分区域内。随着火源温度的降低,热气流沿长度方向蔓延的趋势加快。在关闭火源后,火源处的温度急剧下降,空间内其他区域的温度也呈下降趋势,但下降幅度不明显。当作用时间到达540s时,空间温度变化趋于稳定。
2.3 结果分析
在火焰作用下,各测点的温度迅速上升,沿燃烧试验箱长度方向,升温速率减慢。随火源温度的降低,各工况下的温度峰值逐渐降低。关闭火源后,A点处温度急剧下降,但稳定温度明显高于其他各测点。沿长度方向,距离火源越远,各测点温度受火源的影响越小。
3 燃烧试验研究
3.1 试验过程及现象描述
在隧道炉中,分别对3种火源开展燃烧试验,标记为工况6~工况8,记录火焰持续时间和温度数据:
(1)工况6:聚氨脂塑料火,火焰持续507s;
(2)工况7:酒精火,火焰持续261s;
(3)工况8:汽油火,火焰持续357s。
火源种类不同,火焰持续时间有明显差异。固体火源的火焰持续时间较长,两种液体火源的火焰持续时间相对较短,且差异不明显。聚氨脂塑料火和酒精火的火光布满了整个观察窗,其火焰状态受风速的影响不大。而汽油火在点燃的瞬间,火焰立即呈现出了随空气流偏移的趋势。
3.2 燃烧试验结果分析
3.2.1 聚氨脂塑料火
在工况6作用下,各测点温度在点火后迅速沿凸曲线的趋势上升,到200s前后达到峰值,进而沿凹曲线下降。测点A温度最高,到166s时可达到758 ℃。由于测点A布置在火源上方,A点温度可近似代表火源温度,即聚氨脂塑料火的最高温度可达758 ℃。由温度数据可知,A、B、C三点升温较高,而J-N温度升高不明显。原因是上述5点距火源较远,热量在传递过程中有部分散失。J、N两点并没有出现温度峰值,而是逐渐上升,因其布置在燃烧试验箱底部,而热量较多的聚集在空间上方,下部空间受热对流作用较小。
在D剖面上,D14、D23、D24三点的温度变化趋势基本一致,温度峰值可在138s处达到251 ℃,该值在C、K两点温度峰值之间,足以证明沿隧道长度方向,距离火源越远空间温度值越低。D21、D13两点的温度变化趋势一致,但D13在空间温度分布稳定后的值为78 ℃,高于D剖面上任一点的温度,可知热气流始终聚集在空间的上部。D15的最高温度可达148 ℃,低于第一层其他各点的温度,因其靠近燃烧试验箱边界,热气流主要沿空气流动的方向向前涌动,对边界处的影响小于对中心线上各点的影响。D31、D32两点峰值最高达到100 ℃,远小于D剖面上其他各点,因这两点分布在第三层,位置相对较低,受热流作用较小。
E—I剖面上各点温度亦呈分层变化趋势,且各剖面上的峰值温度逐渐减小,其中I剖面上的峰值温度为156℃,高于K点曲线的峰值温度。
3.2.2 酒精火
工况7作用下,测点A、B变化趋势一致,温度最高可达到755 ℃。A点温度可近似代表火源温度,即酒精火的最高温度可达755 ℃。
在D剖面上,D13、D14、D21 的温度变化趋势一致,其中D13在空间温度分布稳定后的值为131 ℃,高于D剖面上任一点的温度,可知热气流始终聚集在空间上部。
3.2.3 汽油火
工况8作用下,测点B温度最高,可达939 ℃。汽油火的火焰呈现出了沿环境气流方向偏移的趋势,因此B点温度远高于A点温度,这一特点表现出了与上述两种火源的差异。B点温度可近似代表火源温度,即汽油火的最高温度可达939 ℃。
A、B、C三点由于距离火源较近,其受热对流作用明显,而点J-N升温不明显,上述三种火源呈现出了一致的规律。在D—I剖面上,温度分布呈现明显的分层现象。达到稳定后,第一层测点温度明显高于第二层,且更高于第三层。针对特定火源,D-I剖面上对应点的温度曲线变化趋势一致。
4 温度规律特性分析
4.1 数值模拟与实验研究对比
4.1.1 聚胺脂塑料火
根据GB 4715,聚氨脂塑料火的火焰温度为310~415 ℃,用工况5近似表征聚氨脂塑料火的火源属性,将数值模拟和试验结果进行比对分析,见表1。
由模拟结果可知,A-D点出现峰值温度的时间逐渐延长,而在实体试验中各测点出现峰值的时间大体上一致。比较峰值温度,实测结果明显高于模拟结果,这需要对模型输入参数中的火源温度进行相应调整。
4.1.2 酒精火
选用工况1近似表征酒精火的火源属性,将数值模拟和试验结果进行比对分析,见表2。
比较峰值温度,实测结果虽然仍高于模拟结果,但差异有所缩小,即增大火源温度可使模拟结果更接近于实际测量值。在实体试验中,火焰持续作用357s,这与模拟结果表现出了良好的一致性。
4.1.3 汽油火
选用工况1近似表征汽油火的火源属性,对比数值模拟和实体试验结果,见表3。
比较峰值温度,实测结果仍明显高于模拟结果,需对模型输入参数进行相应调整。且B点温度明显高于其他测点,这与数值模拟的结果明显不同。
4.2 拟合方程建立
分别对三种火源在A-D剖面上的温度峰值用Ori-gin软件进行拟合,按照指数规律拟合效果最好,参数见表4。
5 结论
(1)火源种类对狭长受限空间温度场分布特性产生规律性的影响。空间内温度场分布情况极为复杂,等温面为形式各异的多面曲面;火源种类不同,燃烧持续时间不同;火源温度会影响温度场的扩散范围和形状;随火源温度降低,热气流沿长度方向蔓延的趋势加快;沿隧道长度方向,距离火源越远,空间温度值越低,其变化受火源的影响越小;在横断面上,曲线分层布置,最高温度出现在空间的中上部,而非顶部。
(2)FLUENT环境下建立的温度场模型能够反映酒精火的作用结果,通过参数调整、优化即可模拟其他典型可燃物燃烧时的空间温度场。
空间温度 篇5
对于大空间建筑火灾中的温度场, 一般通过软件模拟可以得到。同济大学对其做过大量数值模拟, 并根据影响因素对数值结果进行拟合, 得到大空间烟气升温简化公式, 并被CECS 200-2006《建筑钢结构抗火规范》采用。但其模拟的火灾场景的火源位置都处于建筑地面几何中心, 并且建筑平面都比较对称 (长宽比≤2) , 虽然中心火源的模拟结果 (见图1所示) 的确能够代表大多数火灾情况, 但也存在一定的局限性。
实际火灾中, 火源并非始终在建筑平面的中心位置, 靠近或远离墙壁以及建筑平面的不对称性将会导致火羽流卷吸空气的量有所不同, 同时火苗沿墙壁的攀爬效应也会影响烟气温度分布。根据论文《基于性能化的商业建筑中庭防火分析研究》, 进一步探讨是否存在一个几何临界范围, 当火源移动超过这个范围时, 文献[4]的大空间`建筑火灾烟气升温公式就不再适用, 应加以修正。
1 大空间建筑的火灾场景设计
在火灾中, 烟气的升温过程, 即向结构构件传递能量过程, 能量源就是可燃物质在燃烧过程中释放的热量。因此, 火焰功率Q是决定释放热量大小的一个十分重要的因素。根据NISTIR 5516将火源功率Q划分为2MW的小功率火源, 5 MW的中功率火源和25 MW的大功率火源。火源功率从火灾发生达到稳定的释放功率有一个增长过程, 根据火灾实验和真实火灾统计资料, 笔者选择αt2增长型, 火灾系数α按快速平方火取0.046 9。由于侧壁和顶棚的限制, 随着火源位置变化, 侧壁对室内火灾羽流流动的影响也不相同, 首先变化火源位置以及建筑平面长宽比 (见图2、图3) , 观察壁面对烟气温度的影响。为了忽略建筑面积对烟气温度的影响, 取地面面积超过2 500m2。建筑高度按文献取6、12、20m, 墙壁四周居中自地面设置10m (长) ×2m (高) 通风口。根据火灾统计资料, 大部分真实火灾大约持续2h燃烧时间。采用火灾动力学软件FDS进行火灾模拟。
2 平面长宽比对火灾温度场的影响
表1设计的火灾场景主要分析建筑平面长宽比R对烟气升温的影响, 选取距火源中心垂直高度6m处温度-时间 (T-t) 曲线进行比较。
由图4可以看出, 烟气温度与火源功率成正比, 并且功率越大, 烟气温度的跳动幅度也越大。
对比火灾场景Fa-1~Fa-3与Fb-1~Fb-3在1号火源位置时顶部测点温度-时间曲线。可以发现, 当火灾功率为5 MW时, 火焰燃烧时卷吸的空气量足够, 测点温度基本不受长宽比变化的影响;而当火灾功率为25 MW时, 火焰燃烧需要卷吸的空气量受到限制, 长宽比越大, 受限程度越严重, 所以表现出测点温度随着长宽比的增大而减小, 表明公式对于当火源功率较大时平面长宽比大于3的建筑空间不适用。
3 火源位置的变化对火灾温度场的影响
3.1 火源位置对烟气最高温度的影响
大空间火灾属于局部区域火灾, 由于受到火焰羽流的影响, 当火源处于建筑平面中心时, 火焰卷吸空气量足够充分, 空间最高温度应出现在顶棚处。为了观察火源移动时, 烟气最高温度的变化, 表2设计不同平面长宽比R, 火源功率恒定为5 MW, 火源从图2所示1号位置按OC/20增量移动至20号位置。选取平面角部C点正上方20m顶棚测点A20、平面O点正上方20m高度处顶棚测点O20以及移动火源中心点正上方20m顶棚测点F20, 并取稳定燃烧阶段的温度包络值作为该测点的温度代表值, 观察三者的温度变化情况, 与公式的最高温Tmax=Tz+20比较。
如图5、图6所示, 当火源越来越靠近角壁时, 测点A20的温度越来越高, 测点O20的温度越来越低, 测点F20温度与文献[4]中确定的Tmax较接近, 这一阶段Tmax计算值是适用的。而当火源位置距离壁面很近且达到一个临界时, 由于受到火焰与壁面的相互作用, 使得三处测点的温度发生突然增大的趋势。由于测点A20与测点F20离壁面很近, 所以温度的增加较测点O20明显。在未达到火源移动范围临界值时, 顶棚最大温度一直出现在火源中心点正上方测点F20;当火源接近角壁时, 壁面的反馈作用较强, 屋面与壁面交界处测点A20的温度将超过火源中心点正上方的温度, 成为最大值。通过分析数据分析, 建议当火源位置距离壁面为OD的3/40时, 公式不再适用;当火源位置超到该临界值时, 规范中的温度会低于测点温度, 此时应将Tmax计算式进行修正。
3.2 火源位置对烟气温度非均匀性的影响
由图2及文献[4]可知, 中大空间建筑火灾下的温度场是以火源为中心呈极对称分布的。为了明确公式的适用范围, 除了研究移动火源正上方温度的变化, 还要研究火源移动对顶棚面内温度非均匀性的影响。
当R=1和R=3时, 火源分别如图2所示移动到1、5、10、16、18、20号位置时, 顶棚平面内x、y方向的温度分布取稳定燃烧阶段的温度包络值。如图7、图8所示, 当火源在距离壁面较近的16号、18号和20号位置时, 顶棚平面内的温度分布发生了变化。其他火源位置中, 温度曲线分布可近似看作是根据火源中心位置进行平移即可, 变化趋势非常相似。因此, 当火源位置距离角点的距离未达到上述临界值时, 公式仍可较好地描述大空间建筑火灾烟气温度分布的非均匀性。
4 建筑高度的变化对临界范围的影响
为了观察火源移动时, 建筑高度对公式适用范围的影响, 表3设计为不同建筑高度下, 火源功率恒定为5MW, 火源从图2所示1号位置移动至20号位置。选取图2中建筑高度分别为6、12、20m平面角点正上方顶棚测点A6、A12、A20和移动火源中心点正上方顶棚测点F6、F12、F20, 观察各自的温度突变情况, 图中各测点温度值取稳定燃烧阶段的温度包络值。
如图9所示, 当火源功率及长宽比一定时, 建筑高度的变化会对火源移动的临界范围产生影响, 在建筑高度分别为6、12、20m时, 测点A6、A12、A20的温度超过测点F6、F12、F20温度的火源点位置分别在16号、17号和19号火源处。此时温度分布发生变化, 公式也不再适用, 表现出, 随着建筑高度H的增大, 火源位置的变化越容易对顶棚温度造成影响, 使得临界范围变小, 但影响的幅度不大。
5 结论
(1) 火源功率、建筑空间尺度均对大空间建筑火灾烟气升温公式的适用范围产生影响。
(2) 当火源位于建筑平面中心时, 在小功率 (2 MW) 火灾下, 长宽比的变化对火源正上方的最高温度没有影响;而在大功率 (25 MW) 火灾下, 由于火焰燃烧需要卷吸的空气量受到限制, 火源正上方的最高温度随着长宽比的增大而降低。
(3) 当火源在某一范围内移动时, 烟气温度分布仍呈现从火源中心向远处衰减的趋势;但当火源靠近壁面且达到一个临界值时, 会对烟气温度场的非均匀性和烟气最高温度会产生变化, 需要对大空间建筑火灾烟气升温公式进行修正。当火源移动时, 火源功率及长宽比一定时, 建筑高度的变化会对临界范围产生影响, 随着建筑高度H的增大, 临界范围越小。
参考文献
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[8]Andrew H.Buchanan.Structural Design for Fire Safety[M].New York:John Wiley&Sons Inc, 2001.
空间温度 篇6
1 经典模型羽流中心线轴向温升理论
1.1 McCaffrey模型
McCaffrey模型给出了羽流中心线轴向温升的计算方法,如式(1)、式(2)所示。
undefined (1)
Tz=ΔT+T0 (2)
式中:Tz为高度Z处羽流中心线轴向温度,K;ΔT为羽流中心线轴向温升,K;T0为环境温度,K;g为重力加速度,一般取为9.8 m/s2;Q为火源功率,kW;z为高度,m;k、η为无量纲参数,取值如表1所示。
1.2 Zukoski模型
Zukoski模型给出的羽流中心线轴向温升计算方法,如式(3)、式(4)所示。
undefined (3)
Tz=ΔT+T0 (4)
式中:ρ0为环境空气密度,kg/m3;cp为空气的定压比热,kJ/(kg·K)。
1.3 Heskestad模型
Heskestad模型给出的羽流中心线轴向温升计算方法,如式(5)、式(6)所示。
undefined (5)
Tz=ΔT+T0 (6)
式中:Qc为火源热释放速率的对流部分,kW,一般取Qc=0.7Q。
2 高大空间羽流中心线轴向温升试验
试验在江苏省徐州市黄山工业园一大型厂房内进行。厂房为单层钢结构,东西向长60.00 m,南北向宽30.00 m,高为9.2 m,建筑面积1 800.00 m2。厂房内部室温为284 K。厂房平面图、立面图如图1、图2所示。
2.1 试验设计
图3为羽流中心线温升火灾试验装置示意图,主要由K型热电偶、CELTRON STCS型拉压双向称重传感器、Agilent34970A数据采集器等构成。试验采用柴油作为火源进行两组不同火源功率的火灾实验。第一组试验火源为5个内置5 kg柴油的油盆,第二组试验火源为8个内置5 kg柴油的油盆。将油盆置于做过防火处理的木板上,按图3所示连接称重传感器及数据采集系统。油盆上方4.5～7.5 m处每隔0.5 m设置一个K型热电偶,试验仪器和人员记录试验数据。
2.2 试验结果
2.2.1 火源功率
试验中用CELTRON STCS型拉压双向称重传感器记录油盆的质量损失速率,试验数据如图4所示。
通过图4可以看出,当柴油稳定燃烧后,质量损失速率为某一恒定值;随着试验的进行,柴油逐渐耗尽,质量损失速率逐渐降低,最后趋近于零。
理论研究表明,火源的热释放速率决定羽流中心线的温度变化,如式(1)～式(6)所示。试验中火源的热释放速率Q可以通过公式(7)计算。
Q=βmΔHc (7)
式中:β为燃烧效率因子,试验测得柴油的燃烧效率因子为93.9%;m为可燃物的质量损失速率,kg/s;ΔHc为可燃物的热值,柴油的热值为42 600 kJ/kg。
试验一稳定燃烧阶段质量损失速率为0.016 kg/s,稳定燃烧阶段,火源的热释放速率Q1如式(8)所示。
Q1=0.016×42 600×93.9%=640 kW (8)
试验二稳定燃烧阶段质量损失速率为0.027 kg/s,稳定燃烧阶段,火源的热释放速率Q2如式(9)所示。
Q2=0.027×42 600×93.9%=1 080 kW (9)
2.2.2 羽流中心线轴向温升
为了研究方便,选取200～800 s时稳定燃烧阶段羽流中心线轴向温升为研究对象。Agilent34970A数据采集器记录火源上方各热电偶温度变化。200～800 s试验一和试验二火源上方各热电偶温度,如图5、图6所示。
3 试验数据与理论计算结果分析
试验中热电偶记录的温度为羽流中心线轴向温度,热电偶记录的温度最大值取为该测点处羽流中心线的最高温度。利用羽流轴向温升理论比较试验所测最高温度与理论估算最高温度的差异。采用经典模型羽流中心线轴向温升理论,理论计算仓库火灾火源上方4.5～7.5 m处羽流中心线轴向温度。根据上述分析及试验测试数据可知,试验一火源功率Q1为640 kW,试验二火源功率Q2为1 080 kW。环境空气密度ρ0为1.2 kg/m3,空气的定压比热容cp为1.02 kJ/(kg·K);环境温度T0为284 K。利用经典模型羽流中心线轴向温升理论及式(1)～式(6),计算试验一与试验二火源上方羽流中心线处轴向温升,继而计算得到火源上方4.5～7.5 m处羽流中心线轴向温度。将理论计算温度与试验热电偶测得温度相对比,如图7、图8所示。
由图可以看出:三种经典羽流模型中心线轴向温升理论计算结果与试验数据基本吻合,随着z/Q2/5增大,理论计算结果与试验数据越来越接近。McCaffrery模型计算得到的羽流中心线轴向温度比试验数据普遍偏大。Heskestad模型计算得到的羽流中心线轴向温度比试验数据偏高,但理论计算结果与试验数据能够保持在一个较合理的范围,理论计算结果与试验数据的最大相对误差仅为4.9%。试验一中Zukoshi模型计算得到的羽流中心线轴向温度与试验数据吻合度很高,各测点Zukoshi模型理论温度与试验数据的最大相对误差仅为1.9%。试验二中Heskestad模型以及Zukoshi模型计算得到的理论温度与试验数据吻合度均很高,两种模型的最大相对误差仅为4.1%。
4 结 论
(1)对于高大空间500～1 000kW的小功率油池火灾,McCaffrey模型、Zukoski模型以及Heskestad模型预测的羽流中心线轴向温度与真实火场温度基本相吻合。McCaffrey模型预测的羽流中心线轴向温度最大,Heskestad模型次之,Zukoski模型预测温度最低。
(2)对于高大空间500～1 000kW的小功率油池火灾,McCaffrery羽流模型预测得的羽流中心线轴向温度较真实火场温度偏大,不宜用于较精确的高大空间的小功率油池火灾火场温度预测。
(3)对于高大空间500～1 000kW的小功率油池火灾,Heskestad模型能够很好地预测羽流中心线轴向温度,且计算得到的羽流中心线轴向温度偏于保守。因此,Heskestad羽流模型较适合于高大空间的小功率油池火灾火场温度的精确预测和工程防火应用。
(4)对于高大空间500～1 000kW的小功率油池火灾,Zukoshi模型能够精确地预测羽流中心线轴向温度,但当火源功率较大时,Zukoshi模型预测结果可能较真实火场温度偏小。
参考文献
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