上临界场（精选3篇）
上临界场 篇1
隧道事业的发展促使隧道设计理论与施工技术的变革, 隧道设计施工中为避开季节性冰冻带、断裂带等恶劣的地形地质条件, 出现了曲线隧道, 且曲率半径越来越小。典型曲线隧道有:2009年新建的四川石棉县干海子双螺旋隧道, 左右洞全长1 715 m、1 803 m, 曲线半径600 m、618 m, 进出口高差70 m;2011年新建的云南新安隧道, 长1 456 m, 曲率半径220~270 m, 进出口高差48 m[1]。曲线隧道内部构造造成火灾时隧道内烟气流动有别于直线隧道, 国内外对小半径曲线隧道火灾研究处于起步阶段。以新安隧道为例, 分析曲率对人员逃生高度、拱顶高度及烟气温度分布的影响, 研究不同曲率半径下临界风速, 为我国曲线隧道火灾通风设计提供参考。
1 模型建立及工况确定
1.1 火灾规模确定
研究隧道火灾方法主要有3种:实体隧道火灾试验、模型试验和数值模拟。实体隧道火灾试验开展困难, 模型试验造价高且难以满足所有准则, 适用范围受限。采用数值模拟方法, 对隧道内火灾排烟工况进行模拟计算分析 (这种方法在国内外隧道火灾烟气流动研究中应用比较广泛) 。实际火灾规模受到隧道运营管理制度、发生火灾车辆数和发生火灾车辆类型等因素影响。一般隧道火灾规模采用欧洲UPTUN隧道项目的推荐值, 以轿车和大型载重卡车为标准分为3种 (见表1) 。
《公路隧道通风照明设计规范》 (简称《规范》) 规定通风设计必须考虑到火灾排烟对策, 交通量大、隧道长度大于1 500 m的隧道应考虑火灾排烟。《规范》中规定火灾排烟风速值为2~3 m/s, 主要依据隧道内中型火灾的排烟量而定。目前隧道建设中, 消防设施主要以中型火灾为主要对象, 因此, 计算模型也以中型火灾为研究对象。
1.2 模型建立与网格划分
新安隧道为单洞双向公路隧道, 以实际断面尺寸建立模型, 高7.8 m, 宽11.4 m。隧道火灾时高温区主要在火灾下游200 m内, 模型长250 m。在产热量Q为20 MW火灾规模下, 火源特征直径D*可由式 (1) 得出, 为0.49 m。为了满足计算精度, 火源上游网格数量一般为10~20D*, 火源下游约20D*。假定火源位于距入口60 m处, 室外空气温度20℃, 气压为标准大气压101.3 k Pa。
式中:cp为定压比热, 取1.006 k J/ (kg·K) ;ρ0为空气密度, 取1.205 kg/m3。
模型选取4种不同曲率, 研究曲率对温度分布、烟气流动及临界风速的影响, 曲率分别为0、1/250、1/500、1/800。通过网格无关性验证, 并根据文献[2]网格尺寸取0.075D*比较合理, 在火灾区域网格加密, 最终网格规模为625 000、910 800、1 738 000、1 936 000。纵向通风风速分别取0 m/s、1.0 m/s、2.0 m/s、3.0 m/s、3.2 m/s、3.5 m/s、3.7 m/s、4.0 m/s、4.2 m/s、4.5 m/s。
2 模拟结果分析
2.1 曲率对与人等高处温度的影响
取人高1.8 m, 不同曲率隧道内烟气温度分布曲线见图1。纵向通风风速在3~4 m/s时, 火源上游维持20℃常温, 因受冷热空气对流扰动, 火源下方100 m烟气温度有波动, 且随风速增大扰动加大。100 m之后温度趋于平稳, 在35~45℃浮动。
图2为在隧道火源下游1 5 0 m、与人等高 (1.8 m) 处、不同曲率和纵向通风风速下烟气温度变化曲线。由曲线变化规律可见, 同等风速下, 曲率越大在1.8 m高度处温度越高。
2.2 曲率对拱顶温度的影响
无风条件下, 高温区域集中在火源下游150 m内, 有明显分层现象。直线隧道高温区位于隧道中部, 曲线隧道高温区在隧道弯曲方向一侧, 且高于另一侧。曲率越大现象越明显。各曲率隧道拱顶处温度变化见图3。火源附近扰流大, 出现水跃现象, 烟气温度下降。离开火源的高温烟气受壁面摩擦阻力作用, 曲率越大阻力越大。随着温度缓慢下降, 曲率增大, 相同高度的温度升高。在隧道出口处拱顶温度高于150℃。
风速未达到临界风速时, 烟气向上游扩散后部分被风吹回隧道, 造成隧道出口烟气层厚度加大, 拱顶温度比无风时高。当风速增大到3.0 m/s, 烟气不能从隧道上游出口漫出。风速为3.2 m/s时, 不同曲率隧道拱顶温度分布见图4, 可见风速增大使烟气最高温度向火源下游偏移。相同风速下火源上游的回流长度随曲率增大而变短, 离开火源100 m后各曲率隧道内温度分布较接近, 但曲率小的隧道温度低于曲率大的隧道。
3 烟气回流及临界风速
不同曲率隧道在各风速下回流长度见表2。随着风速增大, 向火源上游扩散的高温烟气回流长度变短, 风速相同时, 回流长度随曲率增大而减小。图5为不同风速下各曲线隧道烟气回流长度, 可知, 风速不大于3.5 m/s、曲率大于1/500时, 曲率对烟气回流长度影响很大。
图6为隧道不同曲率下临界风速值, 临界风速随曲率增大而降低。曲率从1/800增大到1/500时临界风速降幅较大, 1/800~1/500存在影响烟气回流长度的曲率拐点, 拐点两侧烟气回流长度及临界风速差值较大。
4 曲线隧道临界风速理论模型
根据流体力学、工程热物理的基本理论, 对影响临界风速的具体相关因素通过量纲分析的方法进行分析。隧道几何断面形状基本不变, 不考虑其影响。具体影响因素有:隧道内纵向通风风速V、火灾热释放率Q、纵向通风空气密度ρ0、纵向通风空气温度T0、纵向通风空气定压比热cp、重力加速度g、隧道高度H、隧道曲率K, 运用π定理进行量纲分析。
m
得到公式:
式中:ξ、x、y均为系数, 根据各曲率下临界风速值拟合得出。
曲线隧道临界风速关系拟合曲线见图7。
因此, 隧道内纵向通风风速计算公式为:
5 结论
针对小半径曲线隧道中发生中型火灾进行模拟研究, 探讨曲率对烟气流动、温度分布及临界风速的影响, 得到如下结论:
(1) 火源上游有烟气时, 相同高度下, 曲率越大温度越高;下游温度随曲率增大而升高。
(2) 同风速下, 曲率越大烟气回流长度越短, 临界风速越小;曲率在1/800~1/500范围内存在影响烟气回流长度的曲率拐点, 拐点两侧烟气回流长度及临界风速差值较大。
(3) 同火灾规模下, 曲线隧道临界风速小于直线隧道, 《规范》规定的直线隧道防火排烟设计值对于曲线隧道偏安全。
(4) 针对小半径曲线隧道火灾通风提出临界风速理论公式, 为工程设计提供参考。
参考文献
[1]胡顺利.螺旋隧道火灾通风数值模拟研究[D].成都:西南交通大学, 2013.
[2]李颍臻.含救援站特长隧道火灾特性及烟气控制研究[D].成都:西南交通大学, 2010.
上临界场 篇2
有一天，当我在家里后院玩耍的时候我看到了一只足球掉落在我家后院的农田里。当我看到这只足球的时候，高兴极了。我急忙跑去告诉妈妈，我捡到了一只足球。可是妈妈突然间纳闷，说怎么会有足球在后院呢?我也很好奇，不过既然有足球，我就很开心地玩了起来。
几天后，妈妈告诉我这只足球是隔壁邻居这些小孩子在踢足球的时候不小心将足球踢到了农田那边，当时他们以为丢了就不去捡了，直到被我发现以后。可能是看到我拿着足球，当天下午那些孩子就来到我家里问我讨要，我老实地交出了足球，他们纷纷散去了。
上临界场 篇3
旋流器作为一种高效的分级、分离和离心沉降设备, 因其简便、易行被广泛应用于化工、冶金及石油等工业领域中[1]。旋流器中的旋流场并不是单纯的强制涡或者自由涡, 而是剧烈的湍流运动以及高剪切应力同时存在。因此, 当气泡、液滴的分离采用旋流器时就可能导致颗粒的破碎, 从而使分离效果恶化。所以, 研究旋流器中液滴破碎与临界操作参数之间的影响关系, 对旋流器分离效率的提高以及对旋流器结构的开发设计具有重要意义。
1 旋流场液滴破碎原因分析
实际应用条件下, 旋流器内的流动大多处于湍流状态, 导致液滴破碎的水力学因素可归纳为以下两个方面[2]:1) 由于时间平均速度梯度产生的黏性剪切力;2) 由于湍流而产生的瞬时剪切力和局部压力。
1.1 流场剪切力分析
假设旋流运动为轴对称运动, 即, 可得到拉氏坐标系下表示的剪切应力公式为[3]:
式中:μ为连续相黏度;uθ为流体在流场中的切向速度。
旋流器的分离过程主要发生在准自由涡区, 切向速度表达式为
将此式代入式 (1) 可得, 旋流场中的剪切应力表达式为[4]
通过式 (1) 可以看出, 尺寸结构已确定的旋流器的剪切应力主要受液-液体系的黏度以及切向速度的影响。切向速度的大小与入口操作参数的设置有关。而液-液体系的黏度受其两相的体积比大小影响, 当内相的体积比在某个较小的值以下时, 体系的黏度会随内相的增大而线性增大, 此时的体系为牛顿型流体。
1.2 液滴变形及破碎判据
分散相液滴直径为d, 表面张力为σ。由于剪切力的作用, 液滴会不断变形, 液滴变形的同时也发生旋转, 原来的球体变为椭球体, 液滴变形方向与长轴相同。
董守平[5]根据流体动力学, 假设液滴界面膜之间的内外压差与液滴的界面张力相等, 得出液滴所受剪切力与液滴形态及其表面张力的关系为
令, rab是液滴变形为椭球形液滴时长轴与短轴之比, 当液滴的长短比rab愈大, 分散相液滴所受的前切应力也愈大, 液滴也愈容易破碎。由α的表达式可知, rab≫1时, α≈1, 液滴形状接近丝状, 此时在微小的扰动下就会破碎。以此为临界状态, 则式 (3) 可改写为
对于一个振动的液滴, 在旋流场中表面经受剪切应力及湍流速度和压力的变化, 这些因素表征使液滴变形破碎的物理量。液滴自身还具有表面能, 表征使液滴保持球形和稳定的物理量。根据文献[6], 如果其动能Ek能够弥补单个液滴和由于破碎而产生的两个小液滴之间的表面能差, 那么这个液滴将处于不稳定状态。由于粒子的振动动能与ρcu2 (d) d3/ (σd2) 成正比, 液滴的最小表面能Es与σd2成正比。所以可根据液滴振动动能Ek与其表面能Es的比值来判断液滴是否可能发生破碎, 而这一比值称为Weber数。在液-液旋流器中, 对各向同性的均匀流, 液滴临界的Weber数可表示为[7]
式中:ρc为连续相密度, kg/m3;Qi为入口流量, m3/h;△P为入口和出口之间的压降, MPa;dmax为液滴临界直径;V为旋流器的体积, m3;σ为表面张力, N/m。
2 临界操作参数的确定及算例
2.1 临界操作参数的确定
旋流器发生腔直径为D, 进料入口直径为Di。将式 (3) 中的剪切力表达式代入式 (5) 可求得液滴破碎的临界切向速度为
式中:Vi为进料平均流速, α为与旋流器结构相关的系数。所以液滴破碎的临界进料平均流速Vic为
旋流器中液滴发生破碎可能性较大的地方有:1) 进口与旋流器旋流体连接的地方;2) 靠近旋流器壁的边界层。
取r=D/2, 则
在临界切向速度条件下, 旋流器进料流量为
将Vic取绝对值代入式 (11) 得到
式 (9) 和式 (12) 表明, 临界操作参数 (临界进料速度和临界进料流量) 与液滴的表面张力成正比, 与混合物系的黏度及液滴直径成反比。大液滴破碎为小液滴过程是熵增加的过程, 因此小液滴比大液滴更稳定, 能承受更大的剪切作用。
入口雷诺数计算公式为
式中:Di为旋流器进口直径;ρm、μm、γm分别为进入旋流器混合液的密度、动力黏度、运动黏度。
将Vic取绝对值代入式 (10) , 得临界入口雷诺数
将式 (9) 代入式 (11) 并整理得到临界入口流量与临界入口雷诺数关系
2.2 临界操作参数的算例
某旋流器旋流发生腔直径D=15 mm, 进料入口直径Di=3.6 mm。处理煤油与水的混合液, 含水量Ci=18%, 混合液的动力黏度μ=0.834×10-3Pa·s (t=22.5℃) , 表面张力σ=0.001 2 N/m, 液滴直径d=500μm=0.5 mm。连续相煤油的密度ρ=803 kg/m3, 运动黏度γ=0.756St。根据Kelsall’s的建议, α=3.7Di/D=3.7×3.6÷15=0.888。取n=0.75, 将数据代入, 得临界进料平均流速
临界进料流量:
3 结论
1) 当旋流器结构尺寸确定时, 临界操作参数 (临界进料速度和临界进料流量) 与液滴的表面张力成正比, 与混合物系的黏度及液滴直径成反比。液滴直径越小破碎小液滴所需的能量就越大, 因此小直径液滴能够承受更大的剪切作用。
2) 在实际工程应用中, 当给定旋流器结构尺寸时, 可以根据混合物物性确定最佳的进料流量与合理的进料入口压力, 获得最佳分离效率。当给定物性时, 可以合理设计旋流器的结构尺寸提高旋流器的处理能力。
参考文献
[1]时均, 汪家鼎, 余国琮, 等.化学工程手册[M].北京:化学工业出版社, 1996.
[2]褚良银, 陈文梅.旋转流分离理论[M].北京:冶金工业出版社, 2002.
[3]孔珑.工程流体力学[M].北京:水利电力出版社, 1992.
[4]袁晓林, 袁惠新.旋流场内液滴破碎与临界入口雷诺数的确定[J].江南大学学报:自然科学版, 2004, 3 (1) :60-61.
[5]胡孟明, 董守平.油水乳化液中分散相液滴的力学行为初探[J].流体力学试验与测量, 2000, 14 (4) :46-50.
[6]Listewni K J.Some factors influence in the performance of deoiling hydrocyclones for marine applications[C]//PICKFORD R2nd Int Conf on Hydrocyclones.BHRA:The Fluid Enginering Center, 1984:198-199.
[7]姜雪梅, 董守平, 张红光.液-液旋流器中分散相液滴破碎机理研究[J].石油天然气学报, 2005, 27 (1) :306-307.