北京工業大學建筑工程學院 徐晨亮 李炎鋒 李嘉欣 董啟偉 李云飛
摘 要:為了研究地下道路半橫向排煙系統發生火災工況時隧道兩端補風量的變化規律,本文以某隧道為工程背景,對地下道路半橫向排煙系統進行多尺度分析。對火源所在位置400m范圍內以3D形式建模,其余以1D形式建模,界面數值采用數值傳遞與耦合。分析了煙氣蔓延規律、能見度、瞬時補風量、平均補風量,并比較全隧道耦合模擬與設置開放邊界條件的火災局部隧道段FDS模擬的差異。結果表明,采用多尺度耦合計算的隧道半橫向排煙工況兩側補風量的總和小于設定的工程標準推薦的排煙量值。同時發現全隧道動態耦合模擬在半橫向排煙系統性能評估方面優勢明顯,在此基礎上導出了一個設計排煙量的計算公式。與規范中推薦的煙氣生成量相比,這個新的排煙量計算公式更具可操作性,能方便在設計時估算排煙系統的設計容量。
關鍵詞:隧道火災;半橫向通風系統;多次度耦合分析;煙氣流動;FDS
基金項目:北京工業大學建筑環境與能源應用重點實驗室。
0 引言
半橫向排煙系統在歐盟一些國家、我國的香港地區以及國內的一些水底盾構隧道中有較廣泛的應用。獨立排煙道是通過利用地下道路的拱頂富余空間設置頂隔板形成的。半橫向排煙系統的設計目標是在火災事故情況下,通風系統能及時、有效地控制煙氣流動、排除煙氣,減少煙氣在隧道內影響的范圍,為逗留在隧道內的乘用人員、消防人員提供一定的新風量,以利安全疏散和滅火撲救。
西南交通大學楊其新、王明年等[1-3]以秦嶺終南山公路隧道為依托,就特長隧道內煙氣的蔓延特性以及防災救援策略進行了研究。長安大學的夏永旭等[4]也對長隧道內的通風進行了大量的研究。通過對比國內外的研究方法[5],發現對于長度8000m的隧道,如果隧道整體均建立三維模型進行計算分析,計算速度較慢,用時太長,且在離火源較遠位置的模擬分析意義不大。在1D流體網絡分析和3D計算流體力學各自發展都相當成熟以后,就出現了將兩者結合、優勢互補的想法,用來解決從單一尺度難以突破的問題。
要確定半橫向通風隧道危險區域的演變過程,目前國內還缺少合理的設計評估方法。本研究結合前人成熟的流體網絡分析和CFD模擬的實踐方法,初步實現了整個隧道區域的煙氣控制效果多尺度分析。給出多尺度分析的實現方法,并應用于工程實例,為國內隧道通風系統設計與性能評估提供了一種新的分析方法。
1 工程概況
某隧道按雙向六車道高速公路標準設計,采用雙管盾構隧道。隧道上層頂部為專用排煙道,中部為三車道高速道路層,建筑限界為12.75m×5.2m。隧道設計速度為80km/h,遠期2028年預測單向高峰小時交通流量3055pcu/h。車行道下部中間為軌道交通空間,車行方向左側空間為安全疏散通道,右側空間為電纜管廊,見圖1。隧道工程全長8100m。
發生火災時,利用洞頂的專用排煙風道,開啟火災區域附近120m范圍內的3組排煙風閥,將煙氣由排煙道、風機和風塔從行車道排離。此時,通風系統具有150~200m3/s的排煙能力,預計可有效控制煙氣和熱量擴散,為火災點前后的車輛和司乘人員創造疏散條件。
圖1 某隧道斷面圖
2 數值模擬方案
計算流體力學(CFD) 已經被廣泛應用于模擬火災中浮力誘導的流動。本文采用美國國家標準技術局(NIST) 開發的 CFD 軟件FDS( Fire Dynamics Simulator) 來模擬相關隧道火災工況,采用的版本為FDS 6。FDS 是用數值方法求解Navier- Stokes( N-S) 方程, 尤其適用于火災下低馬赫數由熱力驅動的 流動。一系列試驗對比也驗證了FDS 進行火災安全分析的有效性。
現行的隧道標準《公路隧道通風設計導則》[6]是根據車輛的類型來推薦火源的熱釋放率,從而選用煙氣生成量。研究表明[7],模擬時要注意火源高度的設置,同樣的火源功率,火源高度設置較低,煙氣生成率就要比規范推薦值大很多。而提高火源燃燒面的高度,是有事實基礎的,對于熱釋放速率較大的情況,無論是真實火災事故還是火災煙氣生成量測試,都是大型車輛燃燒,其燃燒面距地面有一定高度。[8-9]結合研究和規范值推薦值,以30MW,火源高度為4m作為下面半橫向排煙系統模擬的火源設置。
2.1 多尺度耦合分析模型建立
如圖2所示,使用FDS6建立了某隧道模型,假設火災發生在隧道中部,火源所在位置400m范圍內以3D形式建模,其余以1D形式建模,兩端各長3850m。模型總長8100m,與實際隧道長度基本一致。
(a)3D區域+兩端1D隧道耦合模擬
(b)3D區域示意圖
圖2 某隧道FDS6模型
參考該隧道工程通風系統設計參數,排煙量取180m3/s??紤]到按設計運行策略開啟火災區域附近120m范圍內的3組排煙風閥,每個風口的風量達到15m/s,超過了規范中的推薦值,會導致嚴重的煙氣層吸穿現象,因此對設計做了調整,將每個風口的面積加大一倍,設成2000mm(長)×4000 mm(寬),同時將運行策略調整為開啟火災區域附近180m范圍內的4組排煙風閥,調整之后每個風口的風量為5.6m/s?;鹪丛O在兩個排煙風口中間。
3D區域的網格劃分為,包含火源和兩個排煙口的80m范圍內用0.25m×0.25m×0.25m的網格單元劃分,其余兩端各160m用0.5 m×0.5m×0.5m的網格單元劃分。網格單元總數為829440,均分為12個子網格做并行計算。
1D隧道按斷面尺寸設置,壁面粗糙度為0.02m,對應摩擦系數[10]。1D隧道一端與大氣連通,另一端與3D區域最外側網格單元耦合。
2.2 3D區域兩端設置開放邊界模擬結果
對于8100m長的隧道,在用FDS模擬半橫向排煙時,通常會選取煙氣蔓延范圍內的一段隧道(500m)建立模型,在模型兩端設置開放邊界條件。
這種方法模擬得到的半橫向排煙時煙氣蔓延過程如圖3所示。在開始階段煙氣基本上對稱蔓延,后來逐漸開始向左側偏斜,300s以后這種趨勢越來越明顯。600s模擬結束時,煙氣在左側離邊界較近,而右側離邊界還有一段距離。
圖3 3D模型兩端為開放邊界的煙氣蔓延過程
從圖4的風量測點數據也能看出這種兩側補風量發生分歧的過程,圖4(a)中的數據有波動,將其以15s為間隔取平均得到圖4(b)的相對平滑變化曲線,并且認為15s內瞬時的風量波動對流場不會產生重要影響。
(a)5s間隔的瞬時補風量
(b)15s間隔的平均補風量
圖4 3D模型兩端為開放邊界的補風量
從圖4(b)可以看出,兩側風量從模擬開始的基本相同逐漸變成模擬后期保持相對固定的差距。形成這種現象是由于火源和排煙口都偏左約5m,微小的偏移是為了方便分割子網格?;鹪春团艧熆诤蛢蓚冗吔绲木嚯x偏差約為5%,卻造成兩側風量的不平衡,說明3D局部模擬對邊界的微小差異很敏感。
此外,將左右兩側的風量疊加得到的總風量大致保持在180m3/s,與設定的排煙量相同,看不到火源釋放的巨大熱量對排煙量的影響,這種情況是由于開放邊界存在分層流動造成的。
2.3 1D-3D耦合模擬結果分析
在3D區域模型的兩端分別添加1D隧道模型,得到了不同的結果,如圖5所示。煙氣在600s的模擬過程中一直是對稱蔓延,火源和排煙口的微小偏移不再影響模擬結果。煙氣蔓延的范圍較大。主要原因是3D區域的邊界值是來自1D計算的區域計算結果,而不是簡單在3D區域邊界賦上自由邊界條件。
圖5 1D-3D耦合模擬的煙氣蔓延過程
耦合模擬兩端的風量測點數據如圖6所示,與圖4(a)相比,瞬時補風量的波動在模擬開始階段非常強烈,之后波動幅度慢慢減小,500s之后基本保持在一個小范圍內振蕩。將圖6(a)以15s為間隔取平均得到圖6(b)的平滑變化曲線,同樣認為15s內瞬時的風量波動對流場不會產生重要影響。這時補風量具有明顯的規律,即在模擬過程中都保持在一個相對穩定的水平,兩端的補風量都約為70m3/s??偟难a風量約為140m3/s,小于設定的排煙量約40m3/s,這部分的排煙量可以視為火源釋放的熱量將風流加熱后的體積增量。
(a)5s間隔的瞬時補風量
(b)15s間隔的平均補風量
圖6 1D-3D耦合模擬的補風量
2.4 排煙量設計計算公式
上述對圖6的分析還能啟發我們導出一個排煙量 設計計算的公式:
式中:Ve為排煙量, Vs為補風量,ΔV為風流的體積增量,主要與對流熱釋放速率Qc有關。而補風量Vs主要與隧道風速Vc有關。Vauquelin[10]最早提出了限制風速的概念,將其定義為將煙氣限制在4H(隧道高度)的范圍內的隧道風速,并用模型實驗初步確定了其影響因素和計算方法。
與隧道設計規范中推薦的煙氣生成量相比,這個新的排煙量計算計算公式更具可操作性,方便在設計時估算排煙系統的設計容量,確定大致的范圍后,可以用性能化模擬的方法再做評估和細化。
3 結論
(1)3D區域兩端設置開放邊界的模擬方法對火源排煙口位置的微小差異很敏感,不利于對煙氣蔓延結果做出合理的分析;另一方面,由于開放邊界存在分層流動,得出的補風量與排煙量相同,看不到火源釋放的巨大熱量對排煙量的影響,而1D-3D耦合模擬就能消除3D區域內微小差異對模擬結果的影響。
(2)長隧道半橫向通風多尺度耦合分析表明,經平均處理后的補風量具有明顯的規律,即在模擬過程中都保持在一個相對穩定的水平。隧道兩側總的補風量小于設定的排煙量,這部分的排煙量可以視為火源釋放的熱量將風流加熱后的體積增量。
(3)通過1D-3D耦合模擬的結果,導出一個排煙量設計計算的公式。依據模擬得出補風量和火源受熱膨脹體積增量來計算出煙氣生成量。與規范中推薦的煙氣生成量相比,這個新的排煙量計算公式更具可操作性,方便在設計時估算排煙系統的設計容量。
參考文獻
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備注:本文收錄于《建筑環境與能源》2017年5月刊總第5期。
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