烟气蔓延

烟气蔓延（精选四篇）

烟气蔓延 篇1

地铁是目前世界上能够有效解决大中型城市人们出行最为便捷、经济和高效的一种交通工具。作为现代化的城市轨道交通工具,地铁承担着越来越重要的大客流运输任务,是城市现代化程度的重要指标。同时地铁是人流密集的公众聚集场所,且处于地下的空间,形成封闭的环境,通风和疏散都受到极大的限制,这是地铁十分突出的弱点。一旦发生火灾事故,与在地面建筑相比,其状况要更加难以控制,极易造成群死群伤事故。近年来,地铁火灾已成为火灾科学界研究的热点。

本文运用性能化设计的思想,设计特定情况下的地铁火灾场景,借助FDS模拟地铁车站的三维烟气流场,对地铁车站火灾烟气的蔓延情况及烟气控制系统对烟气的控制效果进行研究,提出性能化的地铁烟控系统模式。

2 地铁火灾的特点

地铁是通过挖掘的方法获得的建筑空间,隧道外围是土壤和岩石,只有内部空间,没有外部空间,不像地面建筑有门、窗与大气连通,仅有与地面连接的通道作为出入口。由于地铁隧道存在上述构造上的特殊性,与地面建筑相比,发生火灾时的特点主要有以下几个方面[1]:

(1)排烟排热差。被岩石和土壤包裹的地下隧道,热交换十分困难。发生火灾时又不像地面建筑那样大量的烟可以通过破碎的窗户扩散到大气中,而是聚集在空间内无法扩散,易使温度骤升,较早的出现“爆燃”。烟气形成的高温气流流动性很强,若不加以控制或不及时排除,则会在短时间内充满整个地下空间,给建筑内人员和救灾人员带来极大的生命威胁。

(2)火灾蔓延速度快。正是由于地铁内部相对封闭的建筑结构,排烟排热效果差的直接后果是一旦发生火灾事故,火灾会在短时间内迅速蔓延。如1983年8月16日,日本名古屋地铁发生火灾,瞬间就扩大到3000m2范围。1987年11月18日下午,英国伦敦地铁君王十字车站发生火灾,由于当时列车正在运行,扰动气流,使火势迅速扩大,起火后仅9分钟时间,大火就顺着自动扶梯烧到票房,燃烧面积迅速扩大[2,3]。

(3)氧含量急剧下降。地铁火灾发生时,由于隧道的相对封闭性,大量的新鲜空气难以迅速补充,致使空气中氧气含量急剧下降。有数据表明,若仅仅考虑缺氧而不考虑其他气体影响,当含氧量降至10%时就可对人员构成危险。在实际火灾中,除了氧含量减少所造成危害外,往往还伴随存在CO、CO2和其他有毒组分的危害,它们的综合影响可能更为严重。

(4)火情侦查和扑救困难。地铁火灾比地面建筑火灾扑救要困难得多。地面建筑发生火灾时,可以直接在建筑外从产生的火光、烟雾判断火场位置、火势大小等,而地铁发生火灾时,无法直观火场,需要详细询问和研究地下工程图,分析可能发生火灾的部位及可能出现的情况,才能制定相应的灭火救援方案。同时出人口数量有限,出入口又经常是火灾时的冒烟喷火口,消防人员难以进入,火情侦查和扑救工作难以展开[1]。

3 研究方法及火灾场景设计

3.1 研究方法

地铁火灾研究可分为实体实验、模型实验以及计算机模拟三种。地铁火灾实体实验费用较高,不易进行;模型实验多是针对某个局部进行部分模拟。因此,计算机模拟是目前地铁火灾研究的主要手段。典型火灾场景设计是地铁火灾计算机模拟计算的基础和前提条件,其合理性直接关系到模拟结果的可靠性,如何合理地设置地铁火灾场景是关键[4]。

3.2 典型火灾场景设计原理

火灾场景是对火灾发展全过程的一种语言描述,同时还应涉及对建筑物的结构特性及预计火灾所导致危害的说明。

典型火灾场景就是在具体建筑中针对几个危险性较大的功能单元,根据火灾的双重性特点,考虑在该位置发生局部火灾后的火灾发展特性。评价火灾发展特性的重要参数是火灾过程的热释放速率变化。在性能化防火设计中,常采用t2模型来描述火灾过程的热释放速率随时间的变化[5]。

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式中:Q—火源热释放速率,kW;

α—火灾发展速率,kW/s2;

T—火灾发展时间,s。

在NFPA的分类中,将火灾的发展分为极快、快速、中速和缓慢4种类型。表1给出了不同火灾发展级别的火灾发展速率以及与典型可燃材料的对应关系。

3.3 危险性分析

与地面公共场所不同,由于地铁环境对防灭火的严格控制,现代化地铁的可燃材料相对固定,可预测性较强,偶然性主要来自乘客携带的易燃物品和人为袭击事故。统计资料显示,地铁火灾大部分发生于车辆和站台,因此本文不讨论隧道发生火灾情况。整体上说,地铁火灾可燃物可分为几个大类,如表2所示[6]。

3.4 典型火灾场景火灾的确定

在地铁火灾场景进行确定过程中,要以火源特性为基础,结合建筑结构、使用功能、环境因素等边界条件,确定地铁火灾场景中的可燃材料物性、火灾荷载、起火点位置等。

3.4.1 火灾荷载的确定

火灾荷载是指涉火空间内所有可燃物燃烧所产生的总热量值。火灾荷载越大,发生火灾的危险性越大,需要防火的措施越多。一般情况下,用热释放速率随时间变化的曲线来表示。

地铁火灾荷载的确定需要考虑两个方面:一是固定荷载,二是移动荷载[5]。

(1)固定荷载

根据公安部上海消防研究所杨昀等人的建议[5],选取10MW作为一节车厢火灾的最大热释放速率,并设为超快速增长火,如图1示。

(2)移动荷载

根据公安部上海消防研究所杨昀等人的建议[5],选取5MW作为移动荷载,并设为超快速增长火,热释放速率曲线在图1中已给出。

3.4.2 起火点位置的确定

实际火源可能位于地铁内的不同位置。在地铁火灾研究或消防设计中,需考虑对烟气流动和人身安全具有重要影响的某些场景。地铁起火点位置的确定一般从以下两个方面考虑:(1)在列车车厢发生火灾,此时列车停泊在地铁站台;(2)地铁站台上的移动可燃物点燃。通过对国内多个城市的地铁调研发现,地铁站台主要分为岛式、侧式和混和式3种情况[5]。

本文设定以岛式站台上移动可燃物着火为火灾场景。

4 烟气蔓延模拟分析

在地铁火灾事故中,造成人员极大伤亡的主要原因在于火灾烟气控制系统没能有效地控制烟气蔓延以及没能有效地组织人员疏散。我国规范虽然对地铁烟控系统有要求,但烟控系统的有效性和经济性很难估量。本文以上海市某典型二层地铁车站为例建立模型,模拟不同情况下三维烟气流场,并显示结果。

4.1 模型建立

4.1.1 几何模型建立

本文选取上海市某典型二层地铁车站,下层的岛式站台通过两座楼梯(Stairs)与上层站厅连接。站台左右两侧各有一个地铁列车隧道(Channel),站台(Platform)比列车隧道高1m,站台和站厅各有10根建筑结构立柱(Column),站厅左右两端各有二个出口(Exit),分别是A、B和C、D通道通向室外地面,出口截面均为10m×5.5m。整个车站长150m,宽22m,两层总高16m,其中站台、站厅各高8m。如图2示。

4.1.2 数学模型建立

采用美国国家标准局(NIST)建筑与火灾研究实验室(BFIL)开发的火灾动态模拟软件FDS5.0进行数值计算,基本方程如下:

(1)连续方程(Conservation of Mass)

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(2)动量方程(Conservation of Momentum)

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(3)能量方程(Conservation of Energy)

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此外,还有组分方程、速度散度、状态方程等基本守恒方程等[7]。

4.1.3 网格设置

为了观察火灾烟气在竖直方向的发展变化最终模型网格尺寸取1m×1m×0.5m,整个车站计算区域的总网格数为150×24×32=115200个。

4.1.4 边界条件

(1)6个出口连通外界大气,外界1个标准大气压,温度20℃。

(2)每个机械送风口和机械排烟口风量均取12m3/s,总送风量和总排烟量均为36m3/s。

(3)在站台层中,中间2只设置为机械送风口(SEG in),两侧各有2只设置为机械排烟口(SEG out)

(4)在站厅层中,中间2只设置为机械排烟口(SEG out),两侧各有2只设置为机械送风口(SEG in)。

4.1.5 火源设置

本例采用混合分数燃烧模型和大涡湍流模型LES(Large Eddy Simulation),设定火源为稳定庚烷火,热释放功率10MW。火源面积设置取1m×1m正方形面积。

火源位置:在下层即站台层,站台正中心位置(Center-Point)。

4.1.6 状态设置

模型设置了挡烟装置(SBW)和机械送排风设备(SEG),因此共有三种状态:

状态A:无挡烟装置(No SBW)、无机械排烟和送风状态(No SEG);

状态B:有挡烟装置(SBW)、无机械排烟和送风状态(No SEG);

状态C:有挡烟装置(SBW)、有机械排烟和送风状态(SEG)。

4.1.7 选取研究对象

在火源位置确定的状态下(Center-Point),研究对象如表3所示。

4.2 FDS模拟结果与分析

4.2.1 研究参数

温度标尺,单位℃;速度标尺,单位m/s。

T=120s、240s、360s

火源Y轴截面上,站台、站厅层H=1.5m高度处,站台顶下1.5m高度处火焰浮力作用、膨胀力作用和烟囱效应驱动下的烟气蔓延情况。

4.2.2 模拟结果

(1)状态A(No SBW & No SEG)时,设定的火源位置处模拟结果展示

状态A下,火源位置处模拟结果见图3。

T=120s时,火源处火焰浮力羽流上冲,空气从站台下层两侧卷吸进入羽流。

T=240s时,由于无送排风和挡烟,上下层温度差引起烟囱效应,烟气粒子夹着热量沿着站台顶从楼梯向上层排出,迅速扩散到站厅层。

T=360s时,由于站台层顶部火焰羽流上部的膨胀作用和下部的卷吸作用,形成站台层顶部形成较为厚实的高温有一定风速的热气层,由于缺乏机械送风和排烟,没有新鲜气流补充。疏散楼梯的温度、风速难以满足疏散要求。

(2)状态B(SBW & No SEG)时,设定的火源位置处模拟结果展示

状态B下,火源位置处模拟结果见图4。

T=120s时,火源处火焰浮力羽流上冲,空气从站台下层两侧卷吸进入羽流。

T=239s时,上下层温度差引起的烟囱效应有所减弱,烟气粒子沿着站台顶有堆积,不能迅速扩散到站厅层。

T=359s时,由于站台层顶部火焰羽流上部的膨胀作用和下部的卷吸作用,形成站台层顶部形成较为厚实的高温有一定风速的热气层,疏散楼梯的温度、风速在火灾初期还可以满足疏散要求。

(3)状态C(SBW& SEG)时,设定的火源位置处模拟结果展示

状态C下,火源位置处模拟结果见图5。

T=120s时,火源处火焰浮力羽流上冲,由于靠近墙壁,空气只能从站台下层两侧卷吸进入羽流。

T=239s时,由于有SEG&SBW,上下层温度差引起烟囱效应不明显,烟气在站台层得到一定排出,难以迅速扩散到站厅层。

T=359s时,站台层顶部火焰羽流上部的膨胀作用和下部的卷吸作用,站台层顶部形成高温热羽流,由于有机械送风和排烟,在360s内疏散楼梯的温度、风速均能达到疏散要求。

5 结论

(1)地铁火灾发生时,由于烟囱效应,烟气迅速向上延顶部蔓延,所以顶部温度、风速和烟气浓度均比较高,但在每层底部1.5m高则较低,有利人员逃生但由于楼梯口和站台顶部有高温浓烟层,如无机械送排风或无挡烟装置,就难以保证人员从站台层向站厅层安全疏散。

(2)不论在站台层和站厅层,地铁站里每层中火灾时,只要有烟气蔓延的空间,火场烟气均明显的分为两层,即上层热气流层和下层冷气流层,在疏散楼梯口设置挡烟装置,对烟气扩散和火焰热量传送有较好的遮挡效果。

(3)烟囱效应在地铁车站中比较复杂,其形成影响因素主要是火源的位置和出口通道距离。首先全部或大部分的烟气将从距离最近、最先到达的出口排出,此时位置是主要的影响因素。

烟气蔓延 篇2

深埋岛式地铁车站站台火灾时烟气蔓延数值分析

摘要：随着我国地铁的发展,未来部分地铁的发展空间属于埋深较大,经过老城区时须穿越大片房屋桩基,地质条件复杂,施工难度大,工程实施上线路和车站均需要较大的埋深.因此,深入开展深埋地铁站点火灾安全研究有助于地铁安全管理工作.笔者针对地铁深埋岛式站台火灾,利用数值模拟方法,研究深埋岛式站点内烟气横向流动和不同站层间的`烟气纵向蔓延规律.分析烟气在隧道、站台及站厅内蔓延时烟气温度、有毒气体浓度、可见度等特征参数的分布情况;同时探讨了火灾时深埋岛式站点内有效的气流组织形式,隧道排烟系统的运行模式.所获的研究结论有助于同类型的地铁车站的设计和运营管理.作 者：史聪灵    钟茂华    涂旭炜    邓云峰    符泰然    何理    SHI Cong-ling    ZHONG Mao-hua    TU Xu-wei    DENG Yun-feng    FU Tai-ran    HE Li  作者单位：史聪灵,钟茂华,邓云峰,符泰然,何理,SHI Cong-ling,ZHONG Mao-hua,DENG Yun-feng,FU Tai-ran,HE Li(中国安全生产科学研究院,北京,100029)

涂旭炜,TU Xu-wei(广州市地下铁道设计研究院,广州,510010)

期 刊：中国安全科学学报  ISTICPKU  Journal：CHINA SAFETY SCIENCE JOURNAL 年，卷(期)：, 16(3) 分类号：X932 关键词：地铁车站    站台火灾    烟气蔓延    数值模拟    气流组织   

烟气蔓延 篇3

仓库火灾因其体量大、物质高度集中、可燃物多、发生火灾难以控制等特点,越来越引起社会各界的重视。1977年10月20日,德国科隆(Cologne)市的福特配件仓库火灾,损失超过1亿美元[1]。当前控制仓库火灾蔓延的主要措施就是设置水喷淋系统。其中喷头是系统的关键部件之一,系统灭火性能受到喷头响应动作时间、火灾燃烧特性、洒水密度等的影响,其中喷头响应动作时间占主导与控制地位[2]。因此,喷头的动作或及时动作与否在仓库火灾控制中十分关键。

本文以某仓库为工程背景,分别就无水喷淋、水喷淋及时开启以及水喷淋延时动作的三种情况进行研究,分析水喷淋系统对抑制火灾蔓延中的作用,以及水喷淋系统及时动作和延时动作的差别。本文基于模型建立和模拟技术手段方面的思考,针对火灾过程特点,采用NIST开发的火灾动力学模拟软件FDS[3](Fire Dynamics Simulator),在数值方法上采用国际上先进的大涡模拟(LES)技术,在燃烧模型选择上使用基于混合分数的扩散火焰燃烧模型。

2 模拟计算过程

2.1 物理模型

本文选取的作为模拟对象的仓库,长71m,宽36m,高7m,中间用高度为6.2m的隔墙分为两个区域。仓库储存物品的类别为丙类,火灾危险等级属于仓库危险级Ⅱ级,货物堆放的高度分别为A、C区为3.3m、B区为5m。火源位置位于B区货物顶部,高度为5m。

2.2 初始条件、物性参数和计算网格

本文对初始条件的选择从三个方面来考虑:(1)无水喷淋系统;(2)有水喷淋系统且及时启动——喷头响应温度为68℃;(3)水喷淋系统延迟启动——喷头响应时间定为360s。喷头间距设置为3.3m。水喷淋相关参数设置如下。

热物性参数的设定参考美国国家标准与技术研究所(National Institute of Standards and Technology)的物性参数数据库,货物参考为塑料物性参数:点燃温度为370℃,燃烧热为40000kJ/kg,燃烧时热释放速率为500kw/m2;墙壁材料参考的是混凝土物性参数,热导率为0.88。 计算模型采用正交网格,网格分布为200×74×14,共207200个网格单元。

3 计算结果及分析

3.1 无水喷淋情况下的数值模拟

本节主要是模拟无水喷淋情况下,分析不同时间仓库内火势蔓延、热烟气蔓延、温度场分布以及热释放速率随时间变化情况。

3.1.1 火蔓延及热烟气蔓延情况分析

由图1至图4可以看出,无水喷淋系统情况下,在火灾发生初期,火势比较小,420s时还只是局限在起火点附近,但是此时浓烟已经弥漫到整个仓库,造成货物烟熏损失;420s~480s火势在逐步增大,发展比较平稳;480s以后,火势蔓延速度加快,已经难以控制;518s时已经发生轰然,火势迅速蔓延至整个仓库。

3.1.2 仓库温度场分布情况分析(选择高度5m处的截面)

从图5、图6可以看出,在火灾发生初期,只有起火点部位温度较高,仓库其余区域温度尚在300℃以下;在518s时已有一半以上区域温度超过400℃,高于货物的燃点,顶棚烟气温度迅速升高,仓库内可燃货物燃烧速度加快并发生轰然。

3.1.3 热释放速率

从图7可以看出,火灾初期热释放速率平缓上升,400s以后上升速度加快,最大热释放速率达到120000kw,燃烧的货物越来越多,火灾规模持续扩大。

3.2 有水喷淋情况下的数值模拟(135s水喷淋启动)

本节主要是模拟仓库内设有水喷淋系统并及时动作情况下,分析不同时间火势蔓延、热烟气蔓延、温度场分布以及热释放速率随时间变化情况。

3.2.1 火蔓延及热烟气蔓延情况分析

从图8~图11可以看出,在120s时火势还比较小,热烟气逐步向四周蔓延,起火点温度升高,火开始蔓延;135s时烟气已经蔓延到整个仓库的顶部,此时水喷淋动作,火势被控制;至142s时,火势因水喷淋的动作使火势逐步减小;200s时火灾被水喷淋系统扑灭。

从图12至图15可以看出,在火灾发生初期,仓库顶部仅起火点处有烟气;120s时整个仓库顶部都已经充满烟气,由于水喷淋系统的及时动作,使烟气层保持在顶棚附近,没有向下蔓延,有效避免了仓库内货物受到烟熏危害。

3.2.2 仓库温度场分布情况分析(选择高度5m处的截面)

从图16、图17可以看出,从开始起火到水喷淋系统及时动作直至火灾被扑灭,除起火点外,其余部位的温度均低于30℃,不会对货物构成危害。

3.2.3 热释放速率

从图18可以看出,火灾初期热释放速率平缓上升,最大热释放速率达到2000kw,水喷淋系统的及时启动阻止了火灾规模的进一步发展,热释放速率迅速下降至零。

3.3 水喷淋延迟启动情况下的数值模拟(360s水喷淋启动)

本节主要是模拟仓库内设有水喷淋但是延迟至360s方才动作情况下,分析不同时间火势蔓延、热烟气蔓延、温度场分布以及热释放速率随时间变化情况。

3.3.1 火蔓延及热烟气蔓延情况分析

从图19至图22可以看出,水喷淋系统延迟至360s启动,仍可以扑灭火灾,但是与火灾初期水喷淋系统及时启动相比,灭火时间相对较长(及时启动60s扑灭,延迟启动90s扑灭),喷头作用面积增大(及时启动作用面积仅限于起火点附近,延迟启动作用面积为整座仓库);从热烟气蔓延立面图可以看出,181s时热烟气层还保持在顶棚附近,随着火灾向中期发展,过火面积增大,到360s时,热烟气层高度下降到地面附近,仓库内货物、设施全部处于高温烟气作用下,烟熏危害加重。

3.3.2 仓库温度场分布情况分析(选择高度5m处的截面)

从图23、图24可以看出,由于水喷淋延迟启动,360s时仓库5m高处的温度均已经达到110℃以上,对人员和货物产生的高温危害较严重。

3.3.3 热释放速率

从图25可以看出,火灾初期热释放速率平缓上升,最大热释放速率达到25000kw,水喷淋在360s启动有效抑制了热释放速率的上升,并从上升转为下降趋势,至450s左右下降到零。

4 结论

4.1 大型仓库内可燃物多,火灾荷载大,一旦发生火灾,火势蔓延迅速,不到9min就会发生轰燃现象。而仓库与公安消防队一般距离较远,消防队员很难在9min内赶到现场实施火灾扑救,仓库火灾应首先立足自救。

4.2 仓库内设置水喷淋系统能够在火灾初期就进行有效扑救,且系统扑救工作时间短,既能使仓库内货物避免火和高温烟气的危害,也能最大限度地减少因水喷淋启动造成的水渍损失。

4.3 设置水喷淋系统但如果不能正常使用,会因火势、着火区域扩大而加大扑救难度,系统扑救工作时间相对较长、工作面积大,从而造成更大的火灾损失和水渍损失,同时,由于未及时启动,高温烟气层从顶棚下降到地面附近,使货物收到高温烟气的危害,造成严重的烟熏损失。

4.4 在仓库内设置水喷淋系统是仓库火灾自救的有效手段,但必须加强对设施的维护、保养,确保其完整好用,及时发挥效能。

参考文献

[1]田宏,孔繁宇,程萌.从仓储库房火灾中获得的经验和教训.消防技术与产品信息,2007,(7):59~61

[2]朱五八,张和平.高架仓库内喷头热响应性能研究.火灾科学,2004,13(2):95~98

烟气蔓延 篇4

1 基于地铁移动特点的活塞风计算模型

受到空间结构的限制,地铁列车在隧道中行驶时有部分空气被推向前方,车尾部驶离形成“空穴”,空气不断补充,最终形成活塞风。地铁从驶离站台进入隧道到发生火灾而制动停止的过程中,活塞风随着时间和车速的变化而变化。将其分为三个阶段:地铁进入隧道直至着火前,活塞风接近稳定;地铁行驶中某时刻发生火灾,烟气出现“拖拽”;地铁减速停止阶段,此时“拖拽”的烟气向前漂移。列车参照系下作用区间流动,如图1所示。

设地铁列车速度为v0,列车横截面面积为A0,活塞风速度为v1,隧道横截面面积为At,地铁与隧道壁面间的环状空间中气流的绝对速度为v2,α为阻塞比。由体积守恒可得式(1)、式(2)。

取地铁为参照系(见图1),将环状空间的非定常流动转化为定常流动,按照相对性的原理,流体力学规律不随参照系改变而改变,1~2段和3~4段的伯努利方程则可表示为式(3)和(4)。

式中:p1为车前方隧道截面(截面1)压强,p2为车前部与隧道环隙截面(截面2)的压强;p3为车尾部截面(截面3)的压强;p4为车后方隧道截面(截面4)的压强;pjin和pjout分别为环状空间进、出口流动局部阻力压降。

通过计算进口段推力的增压和出口段牵引力的增压,可得式(5)和(6)。

式中:CDN为绕流阻力系数;p为隧道内环境气体密度。

一般情况下,绕流阻力系数只根据流体形状确定,但地铁隧道空间结构受限,会对绕流条件产生影响。因此,绕流阻力系数不仅与车头压力损失相关,其大小也受α影响。车头绕流如图2所示,Ahx为环隙面积,As为收缩面积。设kN为车头压力损失系数,其表达式为式(7)。

kN的计算可参考Gaillard建立的计算公式,取定值0.05。将式(7)代入式(5)中,综合上述方程,可得式(8)。

式中:p0为活塞风压力;ξin为进口阻力系数;λ为壁面摩擦系数;lt为隧道长度;l0为地铁长度;de为当量直径。

值得说明的是,求解2~3段的增压时,可将环隙空间的气体流动考虑为列车动壁的Couette型湍流和隧道静壁的Poiseuille型湍流相结合,根据动量原理和湍流半经验公式得到。

2 活塞风作用下的地铁火灾数值模拟

2.1 活塞风的数值求解

笔者选取某实验组于2008年11月对上海地铁四号线鲁班路站至大木桥站隧道活塞风的现场测试。根据测定情况,其地铁和区间隧道的基本参数,如表1所示。

为方便计算地铁在不同速度条件下的活塞风速度,借助MATLAB软件分别求解方程,得到活塞风速度随地铁速度呈线性变化。地铁车速为14.9m/s时,计算得活塞风速可达6.65m/s,与实际情况相符。此外,风速随车速的变化近似符合一次函数规律,做初步回归分析,斜率约为0.45。采用五阶Runge-Kutta求解微分方程的方法得到活塞风随时间变化曲线,如图3所示。可知,由试验测定的活塞风速随时间变化与数值解略有偏差,但由于地铁制动时间短,这种误差在工程应用中可忽略。

2.2 物理模型建立

根据数值计算结果建立长×宽×高为400.0 m×4.2m×5.0m的隧道空间和长×宽×高为40.0m×3.0m×3.8 m的双节地铁车厢,单节车长20 m,如图4所示。一端边界模拟相对地铁的环隙风速(v0+v2),从起火开始至列车制动后结束,从18m/s线性递减至0m/s(参照图2),方向向后。另一端边界模拟隧道内的自然风速,从地铁停止后起算至模拟过程结束,取值为2.5m/s,方向向前。

为了实现两端不同的气流状态,分别在隧道模型两端边界设置厚度0.1m的障碍物。一端边界障碍物初值设定为无,在28s后移入,实现环隙风的模拟。另一端边界障碍物初值设定为有,在28s后移除,实现自然风的反向流动。

火源设定方面,依据地铁火灾的一般情况,假定起火原因为设备电缆火灾,可燃物主要为电缆材PVC,引燃温度设定为256℃;火源位于设备下方,面积0.5m2,功率设定为320kW。此外,为了对照实验组的现场测试,将模拟时间设定为90s。各阶段的时间设定及边界障碍物逻辑控制,如表2所示。

测点设定方面,基于感烟和感温探测器的特性,选取两种类型的测点:一是温度测点。目前,国内地铁隧道主要采用光纤感温或光纤喇曼式火灾探测器,主要布设在隧道顶壁和侧壁,探测温度场的变化情况。通常,单个感温探测器的有效控制范围约50 m,所以每隔50 m在隧道顶壁、侧壁各设一个温度测点。二是CO浓度测点。基于车载探测系统的架构特点,在每节车厢的头、尾处以及距火源100 m处分别设置气体探测器,主要监测CO有害气体含量。

3 地铁火灾数值模拟结果分析

3.1 温度变化曲线分析

对火源处的温度分布进行加密,分别在隧道顶壁、侧壁取距火源10m和50m处的温度测点共4个,做温度-时间变化曲线,如图5、图6所示。通过观察温度-时间曲线发现:地铁隧道区间火灾仍符合隧道火灾的一般规律,即温度场的分布主要受热烟气层的对流传热影响,烟气所及范围内,距火源水平等距处温度基本一致。

此外,在第一、二阶段(地铁匀速行驶和制动过程)温度基本不变,考虑有两点原因:此阶段受高速环隙气流的影响,烟气紧贴车体底部并向后蔓延,表现为拖拽尾部的“烟线”,周围温度变化不大;由于烟气纵向蔓延速度较快,烟气与外界热量交换不充分,也使隧道顶壁、侧壁的温度变化不明显。在第三阶段(地铁停止后),温度上升较为明显,温升接近3K/s。这主要是因为烟气纵向传播受阻,部分烟气在热浮力作用下向上扩散,并与周围环境进行较充分的热量交换,使温度发生了明显改变。

无论是距火源10m处还是50m处,温度值及温度变化几乎一致,很难确定着火区域的具体位置。

3.2 CO体积分数变化曲线分析

通过对CO体积分数和质量流量的监测可以发现:烟气在初期阶段产率极高,且测点1和测点2达到峰值的时间差约5s,与事实相吻合。对于测点间距100m、烟气流速接近20m/s的工况,经历5s的时间,烟气刚好从测点1流经测点2。

另外,从模拟数据分析(见图7和图8)得出,CO的峰值体积分数为70.38×10-6,在地铁匀速行驶和制动阶段,CO并不会对人员安全构成重大威胁。笔者认为,由于隧道内受活塞风作用的影响,隧道内新鲜的空气流会很快补充至着火区,稀释CO。因此,在初期阶段,CO体积分数不会超过安全阈值。随着列车停止后环境流速的降低,CO蔓延速度减缓,在着火区附近积聚,会达到新的峰值,甚至会超越安全阈值,此时会对人员疏散造成不利影响。虽然在初期阶段的CO体积分数峰值不高,但较极高的增长率和蔓延速度而言,CO依然可以用于火灾监测并确定火源具体位置。

3.3 烟气蔓延规律

烟气蔓延分为列车后端“拖拽”的烟尾和车厢自身烟气分布两个部分。前者(见图9)受隧道内气流速度和空间结构两个因素的影响,后者主要受气流速度影响。

3.3.1 列车后端“拖拽”烟尾

在第一阶段内,以列车为参照系的环境气流速度是恒定的,即烟气向后漂移的速度恒定。同时,地铁和隧道共同构成了一个封闭的环状空间。该空间内环隙风速大,压强低,烟气流动被限制在空间下方,呈现出紧紧“贴附”在车底的状态。

在第二阶段内,列车制动,速度减缓,活塞风速也随之减缓,气流对烟气的影响逐渐减弱。从Y轴方向上看,烟气减速后移,直到地铁停止时(28s)驻定;从X轴方向上看,环隙风速降低后,压强增大,烟气开始向两侧扩散;从Z轴方向上看,烟气脱离车厢后,空间结构上不再受环状制约,烟气受热膨胀,开始上浮运动。

在第三阶段内,烟气受反向风速影响发生回流,烟气聚集,无论是温度还是烟粒子浓度都显著上升。

3.3.2 车厢自身烟气分布

车厢自身的烟气分布主要集中在第三阶段,即烟气回流阶段,此时蔓延区的烟气发生回流,在车尾部聚集;着火区的烟气受热膨胀,烟气绕经车两侧向上蹿升。

4 基于烟气拖拽特点的探测器选型研究

4.1 区间隧道火灾探测现状

地铁隧道区间具有空间结构狭长、湿度大、烟尘多等特点,传统的点式火灾探测器不能正常工作。另外,地铁火灾的火源呈移动状态,一般的图像型火焰探测器也很难适用。

目前,国内地铁隧道主要采用光纤感温电缆作为火灾探测手段。感温电缆安装在隧道侧顶部或与区间电缆桥架结合设置在隧道侧壁,区间电缆按长度划分为若干个区域,每个探测单元的覆盖长度约为50m。主要工作原理是根据测温区域内空气温度变化引起光线散射密度的变化,确定火灾位置。

对于静态火源(如静止列车、区间电缆等),火灾后烟气迅速扩散到隧道顶部并在隧道环境气流作用下沿纵向蔓延。光纤型探测器因其传感线缆长、抗电磁干扰性强,可用于采集火灾时区间温度场信息,但对于快速移动的列车,存在着火源定位难、报警滞后等问题。对此,一些机构(如上海市隧道工程轨道交通设计研究院等)的学者提出了车载火灾探测系统,已部分用于工程实际。

4.2 基于烟气拖拽的车载火灾探测系统

GB 50116-2013《火灾自动报警系统设计规范》中第5.4.1条指出:具有高速气流的场所宜选择吸气式感烟探测器。而地铁火灾受活塞风作用正符合这一条件。

吸气式感烟探测器的激光探测腔通过探测吸气管输入的环境空气内烟气粒子密度,可检测到极低浓度的烟雾,能在火灾极早期进行烟雾探测预警。由于采用主动吸气采样方式,并且布管灵活,成功解决了气流对烟雾探测的影响。为避免空气采样管对车辆限界造成影响,在每节车厢及车头、车尾的底部设置空气采样烟雾探测管,管上开4~5个采样孔,主机安装在车厢内的电气柜内,如图10所示。各节车厢的主机可串接成网络并接入车载控制系统,将监测信号同步无线传输至中央OCC系统,如图11所示。

一旦地铁在区间内发生火灾,着火车厢所在的吸气管和探测主机能够马上探测到烟雾,发出预警信号;车头或车尾的主机二次确认火灾后,第一时间传送信号给列车司机和中央OCC。如:车厢3发生火灾时,主机4~7及车尾主机依次报警;列车反向运行时同理。

4.3 火灾探测的效能分析

分布式光纤感温探测器适用于固定的列车火和固定的设备火,无论在理论上还是工程实践上都较为成熟。车载吸气式火灾探测系统针对移动火源效能显著,而对固定火则略显不足,如表3所示。

(1)分布式光纤感温探测器。对温度变化曲线的分析结果表明,火灾初始阶段,烟气贴附在车底部并向后拖拽,隧道侧壁和顶壁温升缓慢,若要利用光纤感温探测报警,则必须等待列车停止后温度才会发生明显变化。另外,受活塞风的影响,各个探测单元的温度变化一致,多个感温探测器会同时报警,无法确定列车着火车厢。

(2)车载火灾探测系统。在列车尚未制动减速前(阶段1),车外烟气迁移速度达到20m/s,而探测系统和报警系统基本可瞬时传输信号,实现了真正意义上的“第一时间”报警。受活塞风高速气流的影响,烟气蔓延迅速,吸气式感烟探测器能够准确捕捉气体成分信息,大大缩短了系统预警和确认之间的时间差。此时若列车仍能正常行驶,应行至前方车站后组织救援;若列车因火灾失去动力而迫停在区间内,则应启动区间事故通风模式,有序疏散乘客;同时,为了充分利用车厢本身的隔断作用,应将烟气探测器与车载空调联动,确认火情后自动关闭空调、切断空气通路。

5 结论

(1)基于地铁移动的隧道活塞风模型符合体积守恒,可借助动量方程或伯努利方程表达各个区间段的压强变化。通过数值求解,说明活塞风与车速存在较强的正向线性变化关系。对于上海地铁4号线的实际工况,活塞风风速约为列车速度的0.45倍。

(2)活塞风作用下的地铁火灾具有明显的阶段性特征,分别为列车匀速阶段、制动阶段和停止阶段。温度场的变化主要发生在第三阶段,即列车停止后;而烟气体积分数(CO体积分数)的变化主要发生在前两个阶段。

(3)通过数值模拟结果,对比分析光纤感温探测器和车载吸气探测系统可知,对于隧道区间发生的移动性火灾(如列车着火等),光纤感温探测器不仅难以实现预警,而且报警后难以确定火源位置;而吸气式感烟探测系统在活塞风高速气流的影响下大大缩短了预警和确认信号之间的时间差,预警快、定位准。