火灾排烟-历史记录完善解说解答
摘要火灾排烟（精选八篇）针对高大空间建筑火灾,国内外学者进行了相关研究。在理论研究方面,日本学者Yanaka和Yamana依据区域模型结合Zukoski羽流卷吸理论为基础,推导出在烟气控制系统下中...
火灾排烟（精选八篇）
针对高大空间建筑火灾,国内外学者进行了相关研究。在理论研究方面,日本学者Yanaka和Yamana依据区域模型结合Zukoski羽流卷吸理论为基础,推导出在烟气控制系统下中庭建筑内烟气温度、中庭内外压力差以及烟气沉积速度的预测公式。Chow C L等提出了用于预测火灾内部烟层交界面的改进流动模型,表明只要合理设计顶部自然开口,对于较大规模火灾,静态(自然)排烟成为可能。数值模拟方法是一种经济又有效的方法,Chen Qingyan教授指出建筑通风性能的研究方法中,分析解或经验式存在较少;全尺寸或小尺寸试验主要用来验证数值模拟结果;应用最广泛的计算流体动力学(CFD)模型需要更为可靠和精确,且与其他建筑模拟模型耦合是发展趋势。何嘉鹏等人针对高层建筑利用FDS模拟火灾时风幕的挡烟效果,结果表明合理的送风气幕设置对烟气扩散有较好的阻挡作用。在实验方面,EnriqueSanmiguel-Rojas等人在西班牙20 m高的Centro Tecnologico del Metal方形中庭中研究了1.3MW和2.3MW火灾强度下的烟气流动和排烟规律。霍然等采用试验与数值模拟的方法,针对高层建筑中应用空气幕防烟进行研究,在使用空气幕的情况下,区域内CO体积分数和烟气温度都有大幅降低。
笔者在验证了全尺寸模型可行性的基础上,针对该高大空间建筑提出利用两侧水平送风气幕代替多组送风口,利用FDS开展顶部排烟口开口率、送风/排烟风机速度、火源功率对不同防排烟模式的影响研究。
1 数值模拟与验证
1.1 基本守恒方程
采用火灾模拟软件FDS,该软件使用大涡模拟(LES)方法处理湍流流动,通过近似有限差分法来计算质量守恒、能量守恒、动量守恒和组分守恒的偏微分方程以求解每个计算单元内气体密度、温度和组分体积分数等参数。方程的通用形式如式(1)所示:
式(1)中各项分别为:时间项、对流项、扩散项和源项。其中:τ为时间,s;ρ为气体密度,kg/m3;Φ为一般变量;uj为速度矢量组分,m/s;Γ为扩散因子;S表示源项。
1.2 物理模型
研究对象为28m(长)×24m(宽)×20m(高)的高大空间建筑,建筑下方两侧各有一个3 m(宽)×2.5 m(高)的门,兼作补风口。顶部开口为可调节大小的活动天窗,其中心位于建筑顶部正中央。建筑中上部两侧设有机械送风(排烟)口,每侧均匀布置8个风口,每个风口直径为1m。温度和CO体积分数测点布置如图1所示。火源中心为坐标原点。
1.3 实验和模拟工况设置
采用1/10的几何相似比搭建模型,设置了“顶部开口自然排烟+中上部机械侧送风”工况。具体工况设置见表1。室外环境温度均为26℃。不考虑环境风速。
模拟采用美国国家标准与技术研究院(NIST)开发的FDS软件对原型建筑火灾进行全尺寸数值模拟。模拟计算中,网格大小对于模拟结果的准确性影响较大,通常情况下,按照式(2)和式(3)对网格尺寸进行计算:
式中:ζχ为网格尺寸,m;D*为火灾半径,m;Q为热释放速率,kW;ρ为空气密度kg/m3;Cp为空气比热容,J/(kg·K);T∞为空气温度,K;g为重力加速度,kg/s2。综合考虑计算速度与计算精度,设置火源区范围为2 m(长)×2m(宽)×3m(高),网格尺寸为0.125m。
1.4 FDS模拟与实验结果对比
图2给出了不同工况该建筑顶棚自然排烟口a8测点、右侧门附近2m安全高度处b7测点的烟气温度随时间的变化。
由图2可以看出,实验所得的典型测点温度和模拟所得的相应测点温度,无论从温度值上还是变化趋势上都吻合得较好,说明所建立的全尺寸FDS数值模型是可行的。
2 自然排烟效率影响因素分析
大空间建筑自然排烟口的排烟效果受到较多因素的影响,如自然排烟口开口率、排烟/送风风速、火源功率等,其中开口率为顶部开口面积与建筑地面面积的百分比。而且不同排烟模式设置下,自然排烟口排出的不仅是烟气,而是掺混了大量室内空气的混合气体。由文献[13]可知,通过测量CO体积分数,可得到排出的烟气质流量中,纯烟气、补充进的新鲜空气所占比例,如公式(4)所示,其中为纯烟气排出质流量,开口烟气质流量,为补充新鲜空气量。因此,为了分析自然排烟口在大空间建筑火灾中不同防排烟模式下排烟效率的大小,引入参数有效排烟质流量,kg/s,如式(5)所示,其中COopen由均匀布置在排烟口处五个测点测得,COspace由距火源上方1m周围四个测点测得。
模拟工况如表2所示,工况设置中气幕宽度为0.24m,风机开启时间为60s。分别统计400、600、1 000s时自然排烟口排烟质流量,分析顶部自然排烟口开口率、排烟/送风风速、火源功率因素对排烟效果的影响,结果如图3所示。
由图3可以看出,自然排烟口有效排烟质流量在机械排烟模式下始终为负值,这是由于机械排烟造成自然排烟口倒吸室外空气,没有起到排烟效果。自然排烟工况下,开口率因素对排烟效率影响较大,随着开口率增加,顶部排烟效率增大,开口率Rf=0.6时,随着时间增加,排烟效率明显下降。机械送风模式下,风口风速为9m/s时,由于两侧较大速度空气对撞,形成向上约40°的气幕,烟气顺势向上扩散,排烟口排烟效率高于3m/s和6m/s工况。而风速为6m/s时,空气幕在火源上方形成较好的气幕层,将烟气托住并较快扩散至侧壁面,烟气在上部空间填充。
3 各因素对烟气运动的影响分析
为了研究不同防排烟工况对大空间建筑内火灾烟气的影响。现选取空间内垂直方向的3个测点,测点坐标分别为(8,0,4)、(8,0,6)、(8,0,8),火源中心为坐标原点。分析不同工况下测点1 000s时的温度和CO体积分数,对比分析各因素对排烟效果的影响。
3.1 开口率的影响
图4为顶部排烟口不同开口率下空间测点(8,0,4)、(8,0,6)、(8,0,8)处烟气温度及CO体积分数。从图4可以看出,3个测点处不同开口率下温度和CO体积分数变化趋势相似。开口率对机械排烟模式下空间烟气的影响较小。在机械送风模式下,Rf=0.6时测点温度最高,为66.1℃,Rf=0.3时温度最低,为30.3℃,相比降低了54.2%,因此对于机械送风工况开口率最佳设置为0.3;在自然排烟模式下,随着开口率增加,最大温度值和最大CO体积分数值始终维持在较高范围内。
3.2 气幕风速的影响
图5为不同气幕风速下测点(8,0,4)、(8,0,6)、(8,0,8)处温度和CO体积分数变化。由于自然排烟模式不受风机风速的影响,在不同风速条件下测点处最大温度值和最大CO体积分数值不变。机械排烟模式下,当风速为3m/s时排烟效果最优,原因是随着排烟风机风速的增大,使得补入的空气直接由位于门上方的排烟口排出,而不能有效地将烟气排出。在机械送风模式下,当风速为6m/s时,机械送风在火源上部形成较好的空气层,使得烟气在空气层上方形成堆积,而测点位于空气幕以下,因此其最大温度与最大CO体积分数值较低。测点(8,0,4)处,机械送风模式该点最大温度在风速9m/s时最高,为65.1℃,风速6m/s时,为30.3℃,相比降低了53.5%,因此该模式下最佳送风风速为6m/s。
3.3 火源功率的影响
图6为不同火源功率下各排烟工况对测点(8,0,4)、(8,0,6)、(8,0,8)处温度和CO体积分数的影响。在测点(8,0,4)处,机械排烟模式和自然排烟模式都呈现出最大温度和最大CO体积分数值随着火源功率增大而升高的趋势;在机械送风模式下,当火源功率为4.5 MW时,温度最大值与CO体积分数最大值都低于其余两种火源工况,其原因是在该火源功率下,烟气能够较好地突破气幕,并在气幕上方堆积,从而降低气幕下方的烟气浓度。
4 结论
(1)针对具有顶部开口、底部两侧开门的高大空间建筑,通过1/10的模型试验台进行试验并与FDS全尺寸模拟计算结果对比,验证了FDS全尺寸模型的可行性。
(2)定义了排烟质流量率来评价顶部自然排烟口排烟效率。结果表明,对于自然排烟模式,随着开口率的变大排烟效率提高;在机械排烟模式下,当排烟风速达到3m/s时,顶部自然排烟口处于倒吸状态而起不到排烟效果;在机械送风模式下,送风风速达到6m/s时,送风气幕诱导烟气向上部扩散,使得顶部排烟口排烟效率明显增大。
(3)合理的参数设置以及各因素之间的匹配可以有效提升不同模式的排烟效果。对于机械排烟模式,在火源功率4.5 MW下,当Rf=0.3、v=-3m/s时,其排烟效果最佳。对于机械送风模式,在火源功率4.5 MW下,当Rf=0.3、v=6m/s时,其排烟效果最佳。
摘要：针对具有顶部自然排烟口的高大空间建筑火灾,在1/10的缩尺模型试验数据与全尺寸FDS模拟计算结果相吻合的基础上,提出用送风气幕代替多风口送风,研究顶部自然排烟口开口率、风机风速以及火源功率对自然排烟、机械排烟和机械送风三种防排烟模式的影响。对比这三种模式下测点的最高温度,并采用排烟质流量率对排烟口排烟效率进行评价。研究结果表明:各模式下达到最佳排烟效果时各参数设置明显不同。在机械排烟模式下,火源功率为4.5 MW、开口率为0.3%、风速为-3 m/s时排烟效果最佳;在机械送风模式下,火源功率为4.5 MW、开口率为0.3%、风速为6m/s时排烟效果最佳。
【關键字】地铁火灾；设备联动；模式控制
一、火灾报警时设备联动控制的原理
1、接收有效的报警信息
根据设计，BAS系统只响应FAS的模式控制命令，而FAS系统不能直接传递模式命令，BAS必须要对FAS数据进行整理和过滤，分拣出代表模式命令的信息（FAS输出的信息是其所有的事件，如火警、手报、温感、矩阵、与组、故障、状态等，而BAS关心的只是有效的逻辑与组编号，FAS事先针对不同防火/烟分区的烟感或温感探头，设置不同的逻辑与组，当该组内相邻2个探头报警时，FAS将输出该与组的编号，作为该防火/烟分区确认的火灾报警信息，与组编号代表特定防火/烟分区的模式命令，因此BAS将在FAS传递的众多信息中分拣与组号信息，查表确定对应的防排烟模式命令编号）。另外，BAS系统通过CBP协议接收上层通信路径传递来的与组编号信息，这一层的数据过滤在运行于BAS监控工作站的接口驱动进程中实现。
BAS监控工作站利用CIP协议将该信息实时写入PLC的另一共享内存中，同样PLC将根据该信息查表产生对应的防排烟模式命令编号。由于火灾事件是有先后顺序的，因此在接口数据处理任务中设计了一个长度为20的数组文件作为事件队列（First In First Out，FIFO）FAS_Evt_FIFO，用于缓存防排烟模式号，为BAS后续处理做准备。此时事件队列程序模块将比较两条路径传递来的信息，如果数据相同，则视为同一火灾事件，如果不同，则作为两个不同的事件，这些事件以模式号的方式进入事件队列。
至此，联动控制的第一个步骤完成，这一步是BAS实现联动控制的基础。
2、模式优先级及冲突判断
地铁一般设有3类风系统：隧道风系统，车站公共区风系统（大系统）和设备及管理用房风系统（小系统）。地铁工况一般有火灾工况、阻塞工况、正常工况等，对应有防排烟模式、阻塞模式和正常模式等，其中防排烟模式具备最高的执行优先级。另外，当同一风系统对应的不同防火（防烟）分区同时出现火灾时，根据要求要启动不同的防排烟模式，如果不同的模式对同一设备的动作要求不一样的情况，这种情况定义为模式冲突，此时BAS系统在响应并执行第一个模式的时候就不能执行第二个模式，以上工作全部由BAS可编程控制器来进行判断和处理。当出现火灾时，BAS系统首先根据事件队列里的模式号来判断工况，以决定能否优先执行该模式（火灾工况是具有最高优先级），接着BAS要根据模式号进行模式冲突判断，看是否和当前同级别的模式冲突。以上判断的结果就意味着联动控制的第二步完成。
3、发布模式命令，实现火灾模式控制
经过上述2个步骤，事件队列里的某个模式经判断能够执行时，BAS系统将根据该模式号查表，取出对应的设备命令分解传输到各个就地级控制器中，由就地级控制器实现对防排烟设备的控制，至此完成联动控制。
二、火灾模式执行过程
火灾模式的指令来源分为：FAS报警指令、IBP盘按钮指令、车站综合监控工作站点操指令、OCC综合监控工作站点操指令。
车站正常运行时，相关的通风空调模式为正常的模式。当车站发生火灾时，FAS的火灾报警通过通讯分别传送给综合监控系统主体系统和BAS系统。BAS系统将根据收到的FAS报警信息或操作人员点击相关控制按钮使车站的BAS系统进入火灾工况运行，这时BAS系统会联动相关的大、小、水系统进入预先设定好的工作状态。
对于气灭保护区域发生火灾，BAS根据FAS发来的火灾模式，执行相应的气体灭火模式，在按照国家规范执行气体灭火模式规定的抑制时间后（抑制时间为15分钟），弹出执行气灭后模式确认按钮，由人工确认进入气体灭火后模式，若人工在2分钟内没有确认进入气体灭火后模式，系统自动转入气体灭火后模式。
火灾模式的状态标志为：未启动、执行中、执行成功和执行失败。未启动表示该模式未被触发执行；执行中表示该模式已开始启动，但其执行时间还未结束（设备按模式要求动作中）；模式执行时间结束后，根据该模式中设备状态是否符合模式要求，判断模式的执行结果为成功或失败。
当救灾结束后，车站需要进入正常运行，因为在火灾运行时系统不会再执行正常模式指令，所以需要一个“火灾复位”过程，使BAS系统从执行火灾模式转入到正常模式运行中。
三、不同火灾情况下的设备的模式选择及设备联动方案
1、站台火灾联动控制方式
1）消防报警系统火灾探测器将火灾信号传送至消防主机；2）消防主机确认火灾后，发出信号至消防联动柜；3）通过消防联动柜手动/自动分别发出控制信号，停止通风机，关闭防火阀，通风系统停止使用；开启防火阀，启动排烟机，排烟系统投入使用。为了确保安全，排烟机一般不通过消防联动控制系统自动关闭，而只设置手动关闭方式；4）防火阀关闭信号，排烟阀开启信号，通风机和排烟风机运行信号反馈到消防中心。
具体流程图如下：
2、设备区发生火灾联动控制方式
1）消防报警系统火灾探测器将火灾信号传送至消防主机；2）消防主机确认火灾后，发出信号至消防联动柜；3）通过消防联动柜手动/自动分别发出控制信号，排风兼排烟风机低速运行转为高速运行，完成排烟功能；4）排烟阀关闭信号，排风兼排烟风机运行信号反馈到消防中心。
3、区间隧道发生火灾联动控制方式
1 出现火情的具体特征
1.1 其发展态势急剧
当出现灾情的话, 建筑体中的一些竖井等, 就出现非常明显的烟囱反映。如果没有有效地阻挡时, 其烟气能够上升到上层之中。同时它承受的风的要素, 也是导致其灾情剧烈的关键要素。当建筑层数非常高的时候, 当期风非常剧烈的时候, 灾情就会越严重。风会将变弱的灾情引发的更为严重, 导致灾情呈现出大面积的现象。
1.2 灾情的隐患非常厉害
此类建筑的构造功能非常的繁琐, 而且装置数量也很多, 不利于开展装修工作, 而且导致火灾出现的物体等数量也是非常的多。而且, 由于它的自动化性能非常好, 使用的电业很多。此时就会导致漏电等现象出现, 进而容易导致灾情出现。由于人数非常的集中, 使得灾情的出现几率也就变大了。
1.3 不利于进行撤离活动
由于此类建筑的层数非常多, 其撤离距离也就相应的要长一些, 所以其到安全区域所耗用的时间就更久。假如在设计楼梯的时候, 不注意安全性, 就会使得当烟雾产生之后, 带来非常惨重的问题。
1.4 救助困难。
(1) 无法攀到高处。由于其自身的一些独特性, 消防活动可以进行的区域非常的小, 除此之外, 因为云梯也不够足够的长度, 如果发生灾情的话, 几乎是无法实现攀高处理的。 (2) 不利于开展供水活动。此类建筑中出现的灾情, 它的消防供水活动比较的难以开展。最主要的是因为数量不多, 而且供水无法有效地进行。 (3) 无法有效地进行排烟活动。当灾情出现时, 因为有玻璃幕墙等对其产生负面影响, 同时还因为风的干扰, 使得排烟活动无法顺利的开展。假如使用机械形式的活动的话, 还是会产生一些干扰, 无法获取应有的排烟功效。
2 导致烟气流通的要素简述
2.1 由于气温过高而导致的膨胀
这点是导致其流动性比较大的关键要素。结合有关的膨胀规律等显示, 如果灾情非常剧烈的话, 烟气的规模能够变成之前的好几倍。除此之外, 由于气温和气压等高速的上升, 就会使得烟气通过以前的着火区不断的朝着别的区域发展。
2.2 由于空调导致的
第一, 此类建筑中对大气品质有着非常严苛的规定, 通风空调的新风量较大。如果出现灾情, 由于新风体系不断的向屋内传递新鲜气体, 此时就会导致灾情变得严重。
2.3 烟囱效应对烟气的影响
高层建筑的室内温度通常较室外温度为高, 如果室内和室外有相通开口, 则因为气压差的因素, 空气形成下进上出流动形式。火灾发生时, 内外压力差越大, 建筑物越高, 烟囱效应越明显。火灾在低层发生时, 烟囱效应影响尤为显著。
2.4 室外风对烟气的影响
实验结果表明, 迎风墙面经受向内的压力, 而背风墙面与两边墙面受向外的压力, 迎风面所受压力最大, 风向影响能使建筑物烟囱效应的形式发生改变。而风力越大, 中性面受影响越大。火灾蔓延趋势也会发生相应变化。
3 针对问题开展的应对方法
通过分析, 有如下的一些应对方法:
3.1 从源头控制烟气产生
要消除发生烟气的源头, 在高层建筑内设计火灾的报警系统以及智能灭火系统, 在浓烟大量产生之前对火灾进行扑灭或者控制其发展。当进行装修等等时候, 最好是使用那些不会产生过多烟气的物质。
3.2 利用建筑物自身构造进行自然排烟
采用开启外窗与窗外阳台的方法自然排烟。该项措施不需要动力特征, 而且构造非常的简便, 费用也不高, 花费的资金也比较少。不过也面对非常多的不利现象, 具体体现为: (1) 出现灾情的时候, 假如烟气中有非常多的没有燃烧的气体的话, 此时当其排除以后就会产生火焰, 使得其迅速的发展。 (2) 室外风向风力会影响到自然排烟效果。随外部风向与风力强弱不同, 其排烟功效也有很大的差别, 有非常显著地无法明确的特性。 (3) 烟囱效应影响自然排烟。冬季火灾初期会从通风口向室内吸入空气。夏季火灾时, 若空调处在开启状态, 则有下降气流产生, 导致烟气自上而下的传播。故而高层建筑还是选用机械防排烟工作方式为好。
3.3 使用竖井排烟
利用烟囱效应的物理特征, 用开放式竖井排烟。此项排烟方法效果不错, 但是在设立竖井的时候, 比较占用空间, 一般不容易被采用。
3.4 用通风空调排烟
其可使用以前的装置, 这样就可以节省费用。它能够分成没有着火的区域以及已经出现灾情的区域两类措施。
由于灾情刚发生的时候, 其烟气不是很多, 而且气温也不高。还没有形成非常大的灾害。要将其用来排烟功能。由于烟气不断的变多, 气温也升高, 应该向那些没有出现灾情的区域送风。当温度高到相当程度, 着火区域通风空调阀门关闭, 通风空调排烟立即停止。
3.5 设计加压送风的防烟系统
如果要对该体系进行规划的话, 应该分析到建筑的实际状况。通常来说, 要合乎下述的规定:无自然排烟功能的楼梯间, 无自然排烟功能的前室、消防电梯室、封闭式避难间等等。
3.6 使用排风机排烟
运用设备强行的将屋中的烟气释放到外界, 其排烟功效的优劣, 应该借助于排烟口的具体方位以及样式等来明确。使用该项排烟措施来开展设计的话, 要认真地区分排烟区域, 合理的使用隔墙等。
不仅如此, 还应该做好宣传工作。认真地分析当灾情出现时的人们的意识等状况, 形成有效地疏散程序。结合楼层和工作者的具体状态, 选择优秀的设备也是非常关键的。
4 结束语
身为高层消防的重要要素, 它的火情防排烟规划对于确保群众的生命以及物资不受侵害来讲, 作用非常的关键。通常当进行设计的时候, 要认真地按照有关的规定开展, 而且要充分的分析建筑的实际状态, 明确有效地排烟形式, 以此来确保排烟活动顺利开展。
参考文献
[1]刘春玲, 张哲, 张振英.高层建筑火灾特点及防火涉及要求[J].铁道建筑, 2008 (12) :66-68.[1]刘春玲, 张哲, 张振英.高层建筑火灾特点及防火涉及要求[J].铁道建筑, 2008 (12) :66-68.
[2]杨洪涛, 周静, 孟智.高层建筑设置排烟系统的重要性[J].低温建筑技术, 2008, 2 (98) :28-29.[2]杨洪涛, 周静, 孟智.高层建筑设置排烟系统的重要性[J].低温建筑技术, 2008, 2 (98) :28-29.
[3]林贤光.关于超高层建筑建设一些问题的探讨[J].上海消防, 2004 (9) :58-59.[3]林贤光.关于超高层建筑建设一些问题的探讨[J].上海消防, 2004 (9) :58-59.
1试验设计
实体火灾试验在一个的主体已经完工的环形公路隧道中进行,平面图如图1所示。整体隧道呈一个圆形的封闭圆环,环形隧道周长约2.8km,由多条单向地下连接道、环道和车库之间的支洞以及车库和车库之间的连接道组成。形成了一个集地下轨道、地下车库、地下人行过街系统、人防、地下商 业设施等 多种设施 的地下建 筑群。考虑试验的代表性与较不利的火灾场景,根据隧道的坡度以及弯度,其试验段 设置在K1+200~K1+680段。其中主通道为单向两车道加应急车道,连接道为单向1车道加应急车道。
该试验中的环形公路隧道的设计参数如表1所示。
环形隧道路面净宽度为9.0m,包括两条3.5m宽机动行车道和一条2.0m宽紧急停车带,环形隧道空间高度最高为5.5m(弧形通道顶最高点),其中地面以上3.5m作为车行高度,3.5~5.5m空间为机电设备空间,如图2所示。在试验段有4个防烟分区,每个防烟分区长度约120m长。
试验火源分别采用酒精和柴油,酒精火的火源设定按照GA/T999-2012《防排烟系统性能现场验证方法热烟试验法》中的方法,设定为1.5 MW的火源规模。其试验装置如图3所示,主要包括油盘、水盘、发烟机、示踪烟气等。柴油火是参考小汽车的燃烧功率,保守取3.8MW的火源规模,油盘尺寸同酒精火油盘,柴油用量为40L,由少许汽油进行引燃,燃烧时间约为10min。
1.5 MW试验选用乙醇含量为95%的液体工业酒精为燃料。燃料用量要求保证其燃烧时间至少有3min的火灾增长期、10min的稳定燃烧期与3 min的火灾衰减期,燃料用量及油盘参数如表2所示。
为了测量隧道内温度分布场,使用72支直径为0.5mm的K型热电偶,其测量误差不超过3%。烟气层温度使用沿隧道纵向布置的9颗热电偶树进行测量,每颗热电偶树分别有8个测点,热电偶探头位置设置如图4所示,编号分别从TR1~TR9。
根据实际的交通运行情况,汽车在公路隧道中通行时,一种情况是处于上坡,另一种情况是处于下坡。考虑到汽车着火后,着火点前方的车辆可以继续通行,驶离危险区域,火源后方的人员可按步行疏散逃生。如果车行方向为上坡方向,热烟气在浮力作用下也往上坡方向蔓延,则着火点后方人员的疏散较为有利;如果车行方向是下坡方向,烟气蔓延方向与人员疏散方向一致,危险性相对较大一些,基于此进行火灾时的防排烟设计。在此环形公路隧道内进行了10多次不同工况的火灾试验,根据试验中不同的排烟效果,分别将上坡工况和下坡工况集中排烟效果较好的两次试验进行分析。试验段环形隧道分为了4个防烟分 区,每个防烟 分区的排 烟量按照20次/h进行计算,计算得出防烟分区二的排烟量为66240m3/h,防烟分区三排烟量为89760m3/h,防烟分区四排烟量为87000m3/h,补风量以排烟量的80%计算。
2试验结果
根据车行方向和环形公路隧道坡道方向的不同,将试验的工况分为了车行上坡工况和车行下坡工况。
2.1场景1(车行方向上坡工况)
火源位置在防烟分区二,防排烟模式为防烟分区一补风,防烟分区二排烟,防烟分区三补风。图5为红外成像仪记录的300s的温度分布图,可见高温烟气在纵向和横向的蔓延都控制在一定的范围内,热烟气层界面始终维持在2.6m高度以上,烟气纵向蔓延范围被控制在火源上游30m范围内。
图6和图7为烟气层在激光片下的显影,在车行后方烟气层较薄(见图6),烟气往车行前方蔓延,对车行后方影响较小,车行后方不多的烟气也通过排烟口大部分排走,在车行前方即烟气蔓延方向上,上部的烟层相对较厚,但隧道下部分视线仍然清晰,能见度较高。
图8为9个热电偶树上最高位置和最低位置的温度柱状图。
热电偶的温度随着烟气层温度的变化在横向上从高到低呈现出下降的趋势。同一根热电偶树的最高位置和最低位置温度差异较大,说明烟气分层比较明显,防排烟效果较好。上层的烟气大部分通过机械排烟系统排出,下层烟气温度变化不大,在火源位置附近之外的烟气温度不超过30℃,对人员安全疏散基本无影响。烟气温度在火源位置最高,往纵向方向上也呈现逐渐降低的趋势。上坡工况是一种危险性相对较小的工况,火源上坡方向的车辆可以沿着继续沿着上坡方向开出危险区域,火源下坡方向人员可以沿着下坡方向疏散。
2.2场景2(车行方向下坡工况)
在该试验场景中,火源位置在防烟分区三,防排烟模式为防烟分区二机械排烟,防烟分区三上部机械排烟和下部机械补风,防烟分区四机械补风。红外成像仪记录的温度分布图显示,高温烟气在纵向和横向的蔓延都控制在一定的范围内,热烟气层界面始终维持在1.5m高度以上,其上游回流长度最大均为116m,而下游蔓延最大长度为64m。火源所在的防烟分区内整体的上层烟气温度与其他防烟分区有明显的分界,说明较高温度的烟气基本控制在起火源防烟分区内。
烟气层在激光片下的显影记录表明,挡烟垂壁将烟气阻挡在了火源一侧,另一侧烟气较少,说明挡烟垂壁发挥了较好的作用。在车行前方烟层相对较薄,在车行后方即烟气蔓延方向上烟气层较厚,排烟口将大量的烟气排走,人员安全疏散在可接受范围内,下层视线较清晰,能见度在10m以上。
图9为9个热电偶树上最高位置和最低位置的温度柱状图,由于火源功率比试验场景1大一倍多,因此整体温度要比试验场景1中的温度偏大,不过整体趋势和试验场景1基本一致。该场景中上层除火源外的烟气最高温度达到了80℃,下层的温度除起火位置外温度不超过30℃,不影响人员安全疏散。场景2中烟气蔓延方向和人员疏散方向一致,相对于场景1来说,下坡工况对人员疏散较不利。
3结论
1 火灾烟气理论
1.1 火灾烟气危害性
火灾烟气是由三类物质组成的具有较高温度的均匀混合物, 即: (1) 气相燃烧产物; (2) 未完全燃烧的液、固相分解物和冷凝物微小颗粒; (3) 未燃的可燃蒸气和卷吸混入的大量空气。
火灾是失去控制的燃烧, 在诸多灾害中发生频率最高。近年来, 随着国民经济的快速发展, 我国的火灾呈现出愈演愈烈之势。火灾烟气中含有大量有毒和有害成分、腐蚀性成分以及颗粒物等, 加之火灾环境高温、缺氧, 对生命财产以及生态环境都会造成很大危害。火灾烟气传播速度相当快, 其主要危害包括缺氧、毒害、高温、尘害等。烟气能增加人的恐惧感, 轻则惊慌失措、伤筋挫皮, 重则浑身乏力、束手待毙。
1.2 烟气的减光性
火灾时, 着火房间内的烟气光学浓度可达25～30 m-1, 能见度极低, 直接导致人员步行速度的降低。日本的一项试验研究表明, 即使对建筑疏散路径相当熟悉的人, 当烟气浓度达到0.5 m-1时, 其疏散也变得十分困难。在无刺激性的烟气中, 步行速度是随着烟气浓度的增加而逐渐降低的;而在有毒的烟气中, 步行速度在烟气浓度达到0.5 m-1时陡然降低。安全疏散所需的能见度和烟气浓度的关系见表1所示。
火灾的烟气导致人们辨认目标的能力大大降低, 即便设置了事故照明和疏散指示标志, 也会使这种能力减弱。
1.3 风压的有关规定及计算方法
(1) 机械加压送风机的全压, 除计算最不利管道压头损失外, 尚应有余压。其余压值应符合下列要求:防烟楼梯间、防烟电梯井为40～50 Pa;前室、合用前室、消防电梯间前室、封闭避难层 (间) 为25～30 Pa。当走道和前室同时设有机械加压送风, 或前室 (合用前室) 设有机械加压送风而防烟楼梯间采用自然通风方式时, 可不受此限制。
(2) 人防工程防烟楼梯间送风余压值不应小于50 Pa, 前室或合用前室送风余压值不应小于25 Pa, 避难走道的前室送风余压值不应小于25 Pa。
(3) 机械加压送风系统最大压力差应按参考文献[15]计算。
1.4 大涡模拟 (LES) 及Smagorinsky 亚格子尺度模型
FDS (Fire Dynamics Simulator) 是美国国家技术标准局 (NIST: National Institute of Standards and Technology) 建筑火灾实验室 (Building and Fire Research Laboratory) 开发的基于场模拟的火灾模拟软件, 该软件采用先进的大涡模拟技术, 得到众多实例验证, 在火灾安全工程领域应用广泛。场模拟也称物理模拟, 是基于火灾过程的质量、动量、能量和化学反应诸方面基本方程的一种高层次的复杂模拟, 是目前被广泛应用的对火灾问题进行场模拟的计算软件。它主要有两部分, 第一部分主要采用大涡模拟 (LES) 方法数值求解低速的、热驱动下流动的Navier-Stokes方程, 重点在于火灾中的烟气和热量的传输计算。大涡模拟方法主要描述了气体燃料和燃烧产物与周围空气的湍流混合, 其基本思想是混合产生的烟气涡旋足够大, 可以对流体动力学方程给出足够精确的计算结果。第二部分称为Smokeview, 主要是用来显示计算结果的绘图程序。近年来, 大涡模拟技术在处理复杂湍流现象上已经取得成功, 但是利用大涡模拟的方法对于由燃烧驱动的火灾烟气运动过程进行模拟的工作还比较少见。笔者采用低Mach 数近似下的三维可压缩Navier-Stokes 方程, 结合司马格林斯基亚格子尺度模型对一假想高层建筑内热羽流驱动的烟气输运进行数值模拟。高层建筑内的烟气分层现象很不明显, 而且伴随着燃烧、辐射等复杂现象。采用的Smagorinsky 亚格子尺度模型简化的基本方程见式 (1) 、式 (2) 。
undefined (1)
undefined (2)
式中:ρ为烟气密度;u为速度矢量;Yl为组分l的质量分数;D为扩散系数;W″l为组分l的生成速率。
空间差分采用二阶中心差分, 时间推进采用显式预估-校正格式对方程进行离散化。
实际火灾中流动都是湍流, 并且浮力对火灾过程有重要影响。浮力的作用既影响平均流场又影响湍流结构, 从而影响流动参数 (速度、温度和成分等) 的空间分布及随时间变化。因此, 火灾过程的动力学模拟必须考虑湍流与浮力的相互影响。当采用大涡模拟方法时, 含能大涡可以直接计算得到, 因此只需要对随机小涡建立湍流模型。司马格林斯基亚格子模型中, 流体的导热系数和物质扩散系数表示见式 (3) 所示。
undefined;undefined (3)
式中:Cp为流体定压比热;Pr为普朗特数;Sc为流体施密特数。
由于湍流与浮力的相互作用表现在对大涡输运过程的影响, 而对于小涡而言, 则表现出强烈的随机特性, 因此几乎不受浮力的影响。所以, 大涡模拟较好地处理了湍流和浮力的相互作用, 可以求解出较为精细的湍流结构。
2 数值模拟
为了对火灾烟气传播过程进行研究, 笔者进行了数值模拟计算, 所采用的软件为美国NIST实验室所开发的FDS 5.0版本, 模拟中, 根据某学生宿舍楼4～6层具体情况进行场景设计。沿走廊方向分别设置数据采集点a, b, c, d, e, 火源房间、两边宿舍分别设置数据采集点f, g, h, 整个区域的计算网格 (grid) 数为45×16×9, 火源在4楼东边宿舍内, 功率设置为1 000 kW, 选择热释放速率快速稳定模式, 这与实际情况相近, 同时在6楼走廊尽头设置排烟装置, 风速可调。FDS的计算中, 采取大涡方法模拟火源燃烧, 计算时间取为2 000 s, 此时, 实验中的烟气迁移处于稳定平衡状态。建模结果见图1、图2所示。
3 数据处理与结果分析
4～6楼FDS烟气模型图见图3所示。4楼走廊方向a-e-h测点不同高度CO体积分数值见图4。
如图4所示, b测点3 m处CO体积分数在200 s时迅速增至300×10-6, 之后在220×10-6～270×10-6范围内振荡, 其他测点也具有一定的相似性, 特别是在0～200 s阶段内各测点CO体积分数值有一定的交叉与反复, 这可能是由于远处的烟气回迁到近处测点。总体上, 危害性气体CO在水平方向上的体积分数演变非常相近, 气体体积分数变化的规律基本一致, 数值上差距也比较小, 这说明在水平方向上危害性气体受火源的影响会非常大, 表明火源处产生的危害性气体成分能够沿着水平方向传播到远距离处而自身体积分数的变化很小。
火灾烟气中危害性气体在狭长通道内沿着水平方向呈现不同的分布特点, 在较远距离的位置是上下两层分布, 而在较近的位置则不然。数值模拟表明, 危害性气体的体积分数峰值随高度呈现明显的阶梯变化, 在4楼区段体积分数峰值跳跃性上升或者下降。走廊尽头一侧房间CO2体积分数值见图5。CO和CO2体积分数的峰值在远距离处仍然保持相当高的数值, CO达到200×10-6, CO2也具有相似的情况, 高达12%, 且具有一定的振荡, 但随着时间延长而逐渐趋于稳定。
不同高度的水平面上的危害性气体体积分数有一定的差别, 5楼走廊方向a-e-h测点不同高度CO体积分数值见图6所示。沿走廊方向在同一测点3 m高度处的CO体积分数就高于1 m处, 但在房间中CO体积分数在不同高度的数值差距较小, 基本趋于一致, 这可能是因为门开口大小产生的影响。值得关注的是, 远处非火源房间内CO体积分数在0～400 s时数值为0, 之后才逐渐增加 (见图7) , 这说明烟气由火源房间迁移到远处非火源房间内只用了不到7 min, 给人员疏散带来了一定的困难, 在以后的人员疏散设计研究中值得进一步研究。
房间墙体温度值变化情况见图8所示。墙体温度随时间呈一定的线性关系, 0～100 s阶段急速上升, 随后出现较大幅度的振荡, 500 s之后又逐渐递增, 到1 700 s时高达1 350 ℃。
6楼走廊方向a-e-h测点不同高度CO体积分数值见图9所示。6楼非火源房间测点CO体积分数依然可达到180×10-6, CO等气体达到体积分数峰值的时间随着高度的降低而逐渐增加。非火源房间位于离燃烧间较远的地方, 在实际火灾中处于非火源房间的人往往在不知不觉中受到烟气的侵袭, 因此非常有必要研究非火源房间中的烟气危害性, 尤其是研究走廊到非火源房间不同开口的大小对于非火源房间中的烟气危害性的影响。6楼的烟气体积分数也是相当高的, 这是火灾中很多遇难者死于远离火源位置的原因。火灾烟气中危害性气体在水平方向上的演变非常相似, 为此可在走廊尽头安装风速可调的排烟装置, 在防烟楼梯间及其前室、消防电梯前室和和两者合用前室设置机械加压送风的防烟设施。
4 结 论
1 通风系统方案
1.1 环控系统方法
目前, 地下环控的主要方法有试验方法和数值模拟方法。试验方法分为全尺寸现试验和缩尺寸模型试验;数值模拟方法分为有限差分法、有限元法和特征线法等。现试验和模型试验组织、实施难度较大, 工作量也巨大。利用计算机编制程序对各种方案进行数值模拟是经济、可靠的研究手段, 已经越来越多的为设计者所采用
1.2 通风系统设计方案
地下通风空调系统设计, 决定着出口规模、通风空调设备、运行成本、安全可靠性和控制效果, 其系统方案的选择十分重要。为得出较优通风空调系统, 对以下两种典型方案在正常工况下运行进行数值模拟分析。
(1) 隧道集成的通风系统
该方案区间机械风道内设置风机及大型表冷器, 通过风阀转换兼容区间隧道及公共区通风空调、排烟各种工况。
(2) 隧道独立通风系统
该方案在设有公共区通风空调机房, 内设组合式空调箱及回/排风机, 独立负担公共区的通风空调及事故排烟, 风井内设置供区间隧道专用的风机及组合风阀, 独立负担区间隧道的通风及事故排烟。
(3) 通风模型的建立
随着城市建设的进一步发展, 及对地下的环境和安全性要求的提高, 屏蔽门系统在建地下中将越来越多的被采用, 对屏蔽门系统地下火灾的通风排烟也就日益重要。
通风模型包括三维、时变的连续、动量、能量、组分及紊流动能与耗散率方程。所有的这些方程都能够用下面的通式来表示:
其中, φ为通用变量, 代表了 (u, v, w) , T, C, k, ε等变量。
ρ, jφ, Sφ分别是密度、扩散流量系数和广义源项。
扩散流量系数按照以下关系给出:jgrad这里Á为广义扩散系数。
对于任何数值问题, 求解必须带有边界条件, 在所研究的问题中有三类边界条件。一种为入口边界条件, 一种为固体边界条件, 第三种为出口边界条件。
2 数值模拟
2.1 物理模型
地下区间隧道内空气流动是三维可压缩流体非恒定紊流。由于隧道长度远大于隧道的断面几何尺寸, 且隧道断面上气流速度和压强分布比较均匀。为简化计算, 可将地下隧道、通道内空气流动简化为以当量直径de作为特征尺寸的、以断面上气流各要素取平均值作为变量的圆管内气流一维非恒定流动。由于隧道内气流速度较低, 空气的Ma小于0.3[6], 且温度变化较小, 可将隧道内的空气流动近似为不可压缩流体流动。因此, 隧道内空气的流动与传热, 可简化为不可压缩流体在圆管内一维非恒定流动与传热。
2.2 模拟计算方法
(1) 初始风向设置
区间风向设置:由为正向;迂回风道风向:下行→上行为正向;出入口及风井风向:由室内→室外大气为正向;如模拟计算值为"+", 与初始设置方向一致;否则反向。
(2) 初始条件及边界条件
假定模拟计算边界条件:隧道峒口、风井入口、出口压力边界值为0;瞬时所有节点汇总至一个节点的总空气流量等于0。假定初始条件:各点的压力值均设为0。
(3) 土壤热工特性
土壤导热系数λ为1·367W/ (m·k) , 导温系数α为7.74×10-7m2/s, 土壤温度为13℃。
2.3 模拟结果
(1) 区间隧道和通道产热量分布
隧道内产热量随行方向上的变化, 可以看出:地下内沿行走方向上的产热量分布不同, 主要集中在通道处, 且通道内的区段越长, 产热量越大。这是因为人在区间隧道内行走产热量主要为人和空气摩擦产热, 而通道内产热量包括通道口上人员散热、其它产热等;长的区段上设备及人员散热量也较多。
(2) 通道风速、风量
在出入口瞬时风速是人行状况不同, 出入口处于正压或负压, 从而排风或为从室外吸入新风, 形成通风换气。为瞬时风井出入口总进排风量比较、出入口进排风量比较和出入口及风井进入新风量与区间隧道总风量比较, 风井出口总进排风量比风井入口进排风量大, 说明设置风井可增加通风换气量;设置风井的方案二从出入口引入新风含量比方案一隧道内新风含量增加14%∽20%, 可有效改善隧道内空气品质, 从而使得通道内的新鲜空气量增多。在通道内各断面平均风速, 通道内平均风速随着人行速度变化, 基本成线性关系。因为通道断面大于各间隧道断面, 各间隧道内风速较高;门口附近平均风速低;里段风速均略小于相应各段风速。
(3) 通道温度分布
出入处空气温度较高, 经过后空气温度逐渐降低。沿行方向, 出端通道空气温度高于进端道空气温度。风井行产生的热空气排出, 引进室外空气, 增加道内空气流动。
通道设置空调系统, 其空气温度低于通道内空气温度;通道中部温度波幅较小, 约保持在30℃左右这方案正常工况下各间道内空气温度均低于35℃夏季热环境也不会出现超温现象, 满足规范要求。
3 方案比较
主要技术经济指标比较
本文对典型站的两种方案分别从技术方面、主要通风空调设备的造价及额定用电负荷等进行比较。
两方案设备选型、占地面积等的比较。方案一的风道数量及面积明显少, 土建造价低。两方案额定用电负荷、初投资的比较。风井, 可利用风冷却间通道, 减少通风机运行时间, 空调运行期长短有所不同。系统自动监测室外空气焓值并控制通风设备启停, 运行费用有待根据实际运营参数计算得出。故本次技术分析未涉及到费用, 仅对一个设备满负荷运转运行费用对比。
4 总结
本文以通道和出入口为对象建立数学模型, 借助软件采用数值模拟法, 对两种典型通风空调系统方案正常运行工况下通道和入内产热量、气流流场、温度场进行模拟分析, 并进行初步技术经济比较, 得出以下数值模拟的结论:
(1) 地下内沿行走方向上的产热量分布不同, 主要集中在处, 因此地下是首先需设置通风空调系统的部位。
(2) 通道内人行状况不同产生的风速不同, 各间通道内风速比较低。
(3) 沿行走方向, 出端通道空气温度高于进端隧道空气温度。
(4) 设置风井出入口具有降低风速和泄压作用提高通道内的环境舒适性。
(5) 设置风井可增加通风换气量, 使通道内新风含量增加, 有利于行走产生的热空气排出, 可使通道各段温度普遍降低。
摘要：本文阐述了地下通道火灾排烟的通风系统模拟分析, 烟气流过着屏蔽门时的局部阻力系数, 再利用网络模型模拟地下隧道、各通风井的通风排烟量, 以确定其能否满足通风排烟要求, 对地下事故工况风机的设置、地下事故工况的处理预案, 不同形式区间隧道通风系统对隧道内通风速度场、温度场及新风量的影响规律。研究同时对通风系统方案进行了初步的技术经济比较。本研究为分析地下通风系统的空气流动与传热提供了参考, 为通风系统方案的选择。
关键词：通风系统,数值模拟,火灾排烟,模拟方案
参考文献
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建筑火灾容易产生大量的烟气,烟气危害已经引起社会各界越来越广泛的重视,通过对各国发生的火灾案例进行不完全数据统计[1,2],火灾中因烟气致人死亡的数量占火灾中总死亡量的八成以上,其中最主要的原因是由于烟气中含有大量烟尘和有毒气体,能够使人昏迷后致死,同时烟气的危害性还体现在高温、减光、窒息及恐慌性等几个方面。因此,有效排烟显得尤为重要。
建筑常见的排烟方式有机械排烟和自然排烟两种形式。与前者相比,自然排烟无需外加动力、构造简单、易操作、投资少,且平时可兼作通风换气,在现代建筑尤其是现代大空间建筑以及生态建筑中成为通风排烟的首选方式[3]。由于建筑物均处于地表大气环境中,周围将不可避免的存在间断性或连续性环境风,风的存在将使建筑外表面产生一定的附加压差,与无风时相比,火灾下以浮力和内外压差作为驱动力的自然排烟口排烟过程将受其影响,排烟口的流速和流量也将与无风环境下的不同,室内的烟气充填过程也将发生变化。
国内外学者对无风环境下的自然排烟机理开展了大量的研究[4,5,6,7],无论是采用竖直排烟还是水平排烟,针对排烟口的烟气流动均有较为系统的理论公式。对于环境风条件下的烟气流动与控制,不少学者也开展了一定的理论研究和实验分析,Poreh[8]、周允基[9]、杨淑江[10,11]等人对环境风下自然排烟口的排烟性能及排烟过程进行了分析计算,对环境风的影响也进行一定程度的评价。但在他们的研究与分析过程中,对排烟口流动采取了较多的假设处理,且假设条件过于简化,部分学者针对不同补气排烟设置也只是做了定性的研究,缺乏整体上对有风条件下自然排烟口烟气流动过程的系统分析与研究,相关的实验数据报道也较少。
本文将以双区模型思想为基础,考虑环境风对建筑造成的附加风压,对火灾下建筑自然排烟口的烟气流动展开理论分析和数值模拟研究,为实际自然排烟系统设置提供理论参考和计算方法。
1 环境风对建筑的附加风压
低速运动的空气可作为不可压缩的流体看待[11],假设一定截面的气流以速度u冲击建筑物,建筑各表面将产生不同的附加风压。以矩形建筑为例,建筑迎风面在环境风作用下将形成正压,其余各面形成负压[12]。为方便计算建筑其余外表面附加风压,对风压进行无量纲处理,引入风压系数Cp,定义为:
Cp=ΔΡ12ρu2 (1)
式中,ΔP指建筑表面由于风作用时产生的压力与没有建筑阻拦时同等高度处大气压力之差(即余压)。当气流撞击建筑物速度变为零(即停滞点)时,可得风压系数为1.0,此时计算得到的压强为全压强,也即最大风压。由于近地面随着高度减小,地表摩擦力增大,风速将逐渐降低,加上建筑的边界效应,建筑物迎风面上最大附加风压系数通常小于最大理论值1.0[12];同时,在建筑侧风面和背风面,风压系数为负值。
2 自然排烟口烟气流动
2.1 双区模型
在众多的室内火灾模型中,双区模型是目前应用较为广泛的一种简化分析模型,它将室内气体分成均匀的上部热烟气层和下部低温空气层两个区域,如图1(a)所示。火源上方羽流卷吸下层的冷空气进入上部烟气层,烟气通过排烟口排出室外,室外空气通过补气口进入室内下层空气。大量真实火灾实验表明,在火灾发展及烟气蔓延的大部分时间内,室内烟气分层现象相当明显。
通过对两个区分别进行质量和能量守恒分析,列出各自的控制方程并求解,便可获得室内烟气层厚度、温度等参数随时间的发展过程,进而对自然排烟口的烟气流动进行分析。
2.2 排烟口流动分析
如图1所示,ρ∞, T∞分别为室外空气密度、温度;ρs,Ts,Hs分别为室内上部烟气层密度、温度和烟气层厚度;ρa,Ta,Ha分别为室内下部空气层密度、温度和厚度;Ae,Ain分别为排烟口面积和补气口面积;H为自然排烟口高度。
设定建筑所在地面为基准面,定义室外自然排烟口处无风状态下相对压强为P∞(H),室内自然排烟口处无风状态下相对压强为Pin(H),同时定义水平环境风风速为u,环境风作用下,水平排烟口处气体流速为ve,补气口处气体流速为vi。
准稳态时,顶部排烟口处内外压差可表示为:
Ρin(Η)-Ρ∞(Η)-12Cpeρ∞u2=12ρsve2 (2)
底部补气口处内外压差可表示为:
12Cpiρ∞u2+(Ρ∞(Η)+ρ∞g(Ηs+Ηa))-(Ρin(Η)+ρsgΗs+ρagΗa)=12ρavi2 (3)
式中Cp e、Cp i分别为排烟口、补气口所在建筑外表面风压系数。
将烟气和空气视为理想气体,状态方程可写为:
ρ∞T∞=ρsTs≈353kg·K/m3 (4)
考虑室内下部补入的气体温度与室外相同,可得:
ΔCpu2+2ΔΤgΗsΤs=Τ∞ve2Τs+vi2 (5)
式中ΔCp为总风压系数,其值为补气口风压系数Cp i与排烟口风压系数Cp e之差。
同时,排烟口、补气口处气体质量流率可分别写为:
m¯e=αAeveρs=αAeveρ∞Τ∞Τs (6)
m¯i=αAiviρ∞ (7)
式中,α表示开口处的流量系数。准稳态时,补气口质量流率与排烟口质量流率相同,联立式(2)-(7),经代换,可得排烟口气体质量流率为:
m¯e=αAeρ∞((ΔCpu2Τs+2ΔΤgΗs)12Τ∞12Τs12(Τs+Ae2Ai2Τ∞)12) (8)
由式(8)可知,顶部自然排烟口的排烟流量受总风压系数影响:当系统总风压系数为正时,环境风的存在对自然排烟效果起到促进作用,总风压系数越大,排烟口排烟流率越大;反之,当系统总风压系数为负,环境风的存在将降低自然排烟效果,总风压系数越大,排烟口排烟流率越低,极限情况下,排烟口流量为零或为负值,即自然排烟失效。对于实际自然排烟情况,若补气口处于建筑迎风面时,补气口处的附加风压系数为正,排烟口处附加风压系数为负,总风压系数为正,因而对自然排烟有利;若补气口处于建筑侧风或背风面,补气口和排烟口处的附加风压系数均为负,此时总风压系数可能出现正、负两种情况,由建筑几何特性以及补气口位置确定。因此,有风条件下进行顶部水皮排烟口自然排烟时,应尽量开启迎风面的补气口进行自然补气。
3 数值模拟
选择场模拟软件FDS对环境风影响下顶部自然排烟口排烟过程进行数值模拟。计算区域为10.8m×12m×7.2m,房间尺寸为3.6m×4.8m×3.6m,网格尺寸为0.1m×0.1m×0.1m。采用正交法对不同总风压系数(-1.3、-0.95、-0.35、0、0.35、0.95、1.3)、火源热释放速率(120 kW、240kW、480kW)和风速(0m/s、1m/s、2m/s、3m/s、4m/s、5m/s、6m/s)进行模拟,对各工况在准稳态下的烟气层界面温度和烟气层温度进行分析。取模拟稳定后200s内各测点数据的时均值作为统计数据
根据《建筑设计防火规范GB 50016-2006》,对一般场所,自然排烟口面积可取为该场所建筑面积的2%-5%,本例中,排烟口面积为0.81m2,约为房间地面面积的4.7%。图2给出了环境风速3m/s条件下准稳态时房间内烟气层界面高度和温度随总风压系数变化的趋势。
由烟气层界面高度与总风压系数的关系图可以看出,在某一风速条件下,随着总风压系数由负到正的增加,建筑内烟气层界面高度不断增高,且增长趋势大致呈线性增长。
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