劉 磊,康鐘緒,張良焊,吳 瑞,戶文成

(1.北京城建設(shè)計發(fā)展集團(tuán)股份有限公司,北京 100037； 2.北京市勞動保護(hù)科學(xué)研究所,北京 100054)

聲屏障是地鐵噪聲污染的主要治理措施[1-5]，其中全封閉聲屏障降噪效果可達(dá)20 dB以上[1]。全封閉聲屏障的降噪效果雖好，但卻帶來諸多問題，消防排煙就是其中之一。地鐵發(fā)生火災(zāi)時，在現(xiàn)有的處置辦法下，盡量將火災(zāi)列車行駛至車站進(jìn)行人員疏散，但在特定情況下列車確實(shí)無法繼續(xù)行駛時會在線路上停運(yùn)[6]，有停留在全封閉聲屏障內(nèi)的可能，為了人員的安全疏散，全封閉聲屏障的排煙設(shè)計顯得尤為重要。

全封閉式聲屏障在國內(nèi)出現(xiàn)的時間晚、案例少，針對其排煙設(shè)計的研究很少，相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范也有所缺失，一般只能參考其他行業(yè)的設(shè)計規(guī)范[7-9]，并結(jié)合全封閉聲屏障特點(diǎn)進(jìn)行設(shè)計，主要采取頂部或側(cè)面上部開口的自然排煙設(shè)計。為了保證排煙，開口面積一般設(shè)計較大，因此導(dǎo)致的漏聲現(xiàn)象大幅降低了全封閉聲屏障的隔聲效果。可見，采用合適的方法對地鐵全封閉聲屏障的排煙特性開展細(xì)致研究，在滿足排煙要求的情況下降低漏聲量，從而平衡排煙、降噪這對矛盾，對地鐵全封閉聲屏障這種高效降噪措施的發(fā)展具有重要的意義。

近年來，針對地鐵全封閉聲屏障的研究主要集中在降噪減振、結(jié)構(gòu)動力性能、景觀設(shè)計等方面[1-5]，開展排煙性能研究的文獻(xiàn)尚未見到，但在與全封閉聲屏障形式上類似的地下隧道領(lǐng)域，排煙性能的研究較多。隧道內(nèi)的排煙研究主要采用實(shí)驗(yàn)方法和計算機(jī)仿真方法[10-17]，其中，由于計算機(jī)仿真容易開展且能描述排煙過程的詳細(xì)時空信息，仿真方法發(fā)展較為迅速。國外在20世紀(jì)70年代就在此領(lǐng)域開展研究工作，隨著計算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，基于計算流體動力學(xué)(CFD)的火災(zāi)數(shù)值模擬方法迅速發(fā)展起來，2018年，Shafee 和 Yozgatligil[18]采用 CFD 數(shù)值模擬研究了隧道坡度、阻塞比等對隧道煙氣蔓延的影響。在國內(nèi)，曾巧玲等[19]于1997年首次將傳熱數(shù)值模擬方法應(yīng)用于隧道火災(zāi)模擬，但研究中只考慮了溫度場，而且為節(jié)省計算資源，將三維問題轉(zhuǎn)化為了二維問題。之后，國內(nèi)針對隧道火災(zāi)的模擬方法逐漸完善，李建等[17]在2019年首次應(yīng)用CFD模擬方法直接針對地鐵地下車站的軌頂排煙口對火災(zāi)排煙的影響開展了研究。應(yīng)用CFD的多維數(shù)值仿真方法模擬隧道火災(zāi)排煙的可靠性在國內(nèi)外研究中得到了很好的驗(yàn)證[12-15]，但尚無針對地鐵全封閉聲屏障內(nèi)自然排煙的數(shù)值仿真研究。

地鐵全封閉聲屏障排煙措施以頂部開口、自然排煙為主，與隧道的排煙措施和形式有一定不同，隧道排煙措施的研究結(jié)果不適用于全封閉聲屏障，因此，有必要針對全封閉聲屏障特點(diǎn)開展排煙性能研究。

研究以實(shí)際某個地鐵區(qū)間高架全封閉聲屏障工程為例，采用CFD三維數(shù)值仿真方法研究頂部開口全封閉聲屏障的排煙性能，同時研究環(huán)境風(fēng)、不同開口方案對排煙性能的影響。

1 仿真方法

采用基于有限體積法的CFD三維數(shù)值模擬方法進(jìn)行仿真[20]。

煙氣運(yùn)動過程仍遵循流體力學(xué)的三大守恒定律和基本控制方程，其時均微分方程的通用形式[21]為

(1)

式中，Φ為通用變量；ΓΦ為交換系數(shù)；SΦ為源項。

仿真中采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型進(jìn)行求解。

1.1 火源模型

地鐵火災(zāi)采用火源模型進(jìn)行描述，火源熱釋放率是其主要參數(shù)之一，由于實(shí)際的火災(zāi)可能是車內(nèi)行李、車內(nèi)材料、附屬設(shè)備等各種情況引起，實(shí)際的火源熱釋放率極難確定，研究中直接采用較低和較高的兩種熱釋放率進(jìn)行仿真，即5 MW和10 MW。

火源模型一般分為定常和非定常兩種形式。定?；鹪词菍⒒鹪蠢硐牖癁槎ǔ５幕鹪?，其熱釋放率為定值。非定?；鹪词悄M火災(zāi)初期階段至到達(dá)穩(wěn)定階段的實(shí)際火災(zāi)成長情形，一般將其理想化為公式(2)所示。

Q=at2

(2)

式中，Q為火源的熱釋放率，kW；a為火災(zāi)的增長系數(shù)，kW/s2，取決于燃燒的典型材料；t為時間，s。

為了易于模型的建立及計算，研究中將火源簡化為矩形，并通過計算火源的特征直徑和車輛尺寸確定?；鹪吹奶卣髦睆酵ㄟ^公式(3)計算

(3)

其中，D*為火源特征直徑；Q為火源的熱釋放速率。

1.2 其他模型及條件

模型中考慮空氣重力和浮生力效應(yīng)，空氣由于密度變化的浮升作用得以體現(xiàn)。

火災(zāi)會造成局部高溫，其輻射傳熱的影響在溫度較高時不應(yīng)忽略，因此，計算中考慮輻射傳熱的影響。

火災(zāi)發(fā)生時環(huán)境風(fēng)的影響非常重要，模型中加入環(huán)境風(fēng)模型。環(huán)境風(fēng)一般運(yùn)用大氣邊界層函數(shù)來描述風(fēng)速沿高度方向的變化規(guī)律，有

(4)

式中，u為隨高度變化的風(fēng)速；u0為參考高度的平均風(fēng)速(參考高度為10 m)；z為高度；β為地面粗糙度(根據(jù)當(dāng)?shù)氐牡匦蔚孛泊_定，本文采用β=0.2)。

2 結(jié)構(gòu)及離散模型

2.1 全封閉聲屏障結(jié)構(gòu)

在地鐵高架上安裝的有限長度全封閉聲屏障結(jié)構(gòu)示意如圖1所示，為了便于研究，對實(shí)際存在的一些線纜、支架、鋼軌等設(shè)備、設(shè)施進(jìn)行了簡化，全封閉聲屏障的截面示意見圖2。

圖1 全封閉聲屏障結(jié)構(gòu)示意

圖2 全封閉聲屏障截面示意

以某實(shí)際地鐵區(qū)間高架全封閉聲屏障為例，聲屏障安裝長度為200 m，軌面高度15 m，聲屏障寬9.6 m，最高點(diǎn)高度8.3 m，頂部開口寬度2 m。全封閉聲屏障的隔聲屏體分為兩種，吸隔聲復(fù)合結(jié)構(gòu)和亞克力板，聲屏障的頂部主要為透明的亞克力板。

2.2 離散模型

在模擬過程中，聲屏障的外界空間對內(nèi)部的排煙情況會有一定影響，為了更準(zhǔn)確的模擬實(shí)際情況，建立包括全封閉聲屏障內(nèi)部空間及一部分外部空間的三維模型,見圖3，整體模型寬度為聲屏障寬度的5倍，高度為聲屏障高度的7倍，在聲屏障進(jìn)出口兩側(cè)具有50 m左右的空間，此時，外部空間對內(nèi)部熱流場的影響趨于穩(wěn)定。

圖3 計算域

該模型采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行離散化處理，聲屏障內(nèi)部及附近的網(wǎng)格尺寸在0.1 m附近，聲屏障外區(qū)域網(wǎng)格尺寸有所放大。離散模型如圖4所示。

圖4 計算域離散模型

3 仿真結(jié)果及分析

3.1 火源強(qiáng)度影響

分別采用5 MW、10 MW的定?；鹪磸?qiáng)度，仿真計算長度200 m、頂部開口2 m寬的全封閉聲屏障內(nèi)的火災(zāi)排煙情況。

3.1.1 火源強(qiáng)度5 MW

火源強(qiáng)度為5 MW時，仿真結(jié)果見圖5～圖7。

圖5 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(橫截面，5 MW)

圖6 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(縱截面，5 MW)

圖5、圖6結(jié)果顯示，溫度場與煙氣擴(kuò)散基本一致；高溫?zé)煔鈴幕鹪刺幹苯酉蛏细∩陧敳渴艿铰暺琳献钃?，從中間開口處向聲屏障外擴(kuò)散，在聲屏障附近煙氣的溫度在227 ℃附近；受聲屏障阻擋后，煙氣沿聲屏障長度方向兩側(cè)有一定擴(kuò)散，但擴(kuò)散只在有火源側(cè)軌道，另一側(cè)無擴(kuò)散現(xiàn)象；由于有頂部開口，煙氣擴(kuò)散的長度較短，單側(cè)長度約16 m，擴(kuò)散時的煙氣層厚度較薄，在火源附近厚度約2 m，煙氣距地面6 m左右，兩側(cè)煙氣的厚度逐漸降低，遠(yuǎn)未影響到距地面1.5 m的安全空間。

圖7 截面矢量圖和整體流線圖(5 MW)

從圖7可以看出，火災(zāi)發(fā)生時，環(huán)境冷空氣從兩側(cè)頂部開口流向火源處，被加熱后通過頂部開口上升，同時，與火源相鄰的另一側(cè)鐵軌空間形成渦流，但渦流不強(qiáng)烈，并沒有將煙氣帶入到另一側(cè)空間。

可見，火源兩側(cè)空間及另一側(cè)軌道空間均可作為安全的疏散通道。

3.1.2 火源強(qiáng)度10 MW

火源強(qiáng)度為10 MW時，仿真結(jié)果見圖8～圖10。

圖8 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(橫截面，10 MW)

圖9 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(縱截面，10 MW)

圖10 截面矢量圖和整體流線圖(10 MW)

與5 MW火源相比，10 MW時，溫度場及煙氣的擴(kuò)散情況并沒有太大的變化，影響空間仍主要限制在火源側(cè)軌道上方空間；煙氣溫度有所增加，在聲屏障附近溫度升高到277 ℃附近；高溫?zé)煔庠诼暺琳祥L度方向上的擴(kuò)散長度有所增加，單側(cè)擴(kuò)散長度約為20 m，煙氣厚度也有所增加，但增加不明顯。

由圖10可知，環(huán)境冷空氣從兩側(cè)頂部開口流向火源，攜帶煙氣通過頂部開口釋放，未擴(kuò)散至另一側(cè)軌道空間。

定常火源仿真結(jié)果顯示，頂部開口全封閉聲屏障內(nèi)發(fā)生火災(zāi)時，環(huán)境冷空氣從火源兩側(cè)的頂部開口進(jìn)入流向火源處，并攜帶高溫?zé)煔獯怪毕蛏细∩?，遇到頂部聲屏障阻擋后，大部分通過頂部開口排出，小部分沿聲屏障長度方向兩側(cè)擴(kuò)散，火源另一側(cè)軌道上部空間形成渦流，但渦流不強(qiáng)烈，并沒有將煙氣帶入到另一側(cè)空間，因此，仍有大量的空間可作為疏散通道。聲屏障的長度對排煙沒有影響。

高溫?zé)煔庠诼暺琳细浇鼤r的溫度一般不超過327 ℃，尚達(dá)不到亞克力板等材料的燃點(diǎn)(一般要超過427 ℃)，所以，一般規(guī)模的火災(zāi)尚無法引燃聲屏障材料的燃燒，但需考慮聲屏障材料在溫度較高時是否有有害氣體釋放。

不同熱釋放率的火源仿真結(jié)果對比顯示，對于頂部有開口的全封閉聲屏障，熱釋放率對排煙的影響并不顯著，因此，以下主要研究采用5 MW的熱釋放率。

3.2 煙氣擴(kuò)散過程仿真

為了描述煙氣擴(kuò)散過程，采用非定常(0～360 s)的火源模型進(jìn)行仿真，其中，火災(zāi)增長系數(shù)采用0.047 kW/s2。圖11、圖12結(jié)果顯示隨時間變化的煙氣擴(kuò)散情況。

圖11 煙氣擴(kuò)散發(fā)展過程(橫截面)

圖12 煙氣擴(kuò)散發(fā)展過程(縱截面)

由圖11、圖12可知，在火災(zāi)剛開始的60 s，煙氣是直接向上流動，并通過頂部開口直接釋放，基本不會因?yàn)槁暺琳系淖钃醵騼蓚?cè)擴(kuò)散，之后，隨著時間推進(jìn)，熱釋放率提高，煙氣濃度也相應(yīng)提高，煙氣在受到聲屏障阻擋的位置處開始出現(xiàn)擴(kuò)散現(xiàn)象，擴(kuò)散煙氣的長度和厚度也相應(yīng)增加。

在6 min的模擬過程中，煙氣未擴(kuò)散至另一側(cè)軌道空間，同時，火源一側(cè)空間的1.5 m高度處(除火源附近區(qū)域外)的空氣溫度升高幅度不大，也沒有煙氣擴(kuò)散至該高度?？梢?，在火災(zāi)發(fā)生后，火源兩側(cè)空間及另一側(cè)軌道空間均可作為安全的疏散通道。

3.3 環(huán)境風(fēng)影響仿真

考察平行聲屏障方向和垂直聲屏障方向兩種環(huán)境風(fēng)，仿真環(huán)境風(fēng)對排煙的影響。環(huán)境風(fēng)的邊界條件如公式(4)所示，參考高度處風(fēng)速均設(shè)置為2 m/s。

3.3.1 平行環(huán)境風(fēng)

該方向環(huán)境風(fēng)下的溫度、煙氣和流場分布如圖13～圖15所示。結(jié)果顯示，在平行環(huán)境風(fēng)下，煙氣溫度大幅降低，最高溫度大幅降低至227 ℃以下。這是由于環(huán)境風(fēng)從端口和頂部開口吹入聲屏障，帶來大量的冷空氣，對高溫?zé)煔庥泻芎玫睦鋮s作用。同時，在環(huán)境風(fēng)的影響下，高溫?zé)煔獯迪蛄硪粋?cè)，不再直接向上釋放，而是通過另一側(cè)的頂部開口和端口排除，對排煙有很大的改善作用。由于煙氣向一側(cè)擴(kuò)散，人員疏散通道只能利用來風(fēng)方向一側(cè)的空間。

圖13 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(平行環(huán)境風(fēng))

圖14 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(平行環(huán)境風(fēng))

圖15 截面矢量圖和整體流線圖(平行環(huán)境風(fēng))

3.3.2 垂直環(huán)境風(fēng)

垂直環(huán)境風(fēng)下的溫度、煙氣和流場分布如圖16～圖18所示。結(jié)果顯示，垂直環(huán)境風(fēng)下，由于聲屏障的阻擋，環(huán)境風(fēng)不能直接將冷空氣帶入聲屏障內(nèi)，所以對高溫?zé)煔獾臏囟葓龊蜔煔鈹U(kuò)散情況影響不如平行環(huán)境風(fēng)影響大。垂直環(huán)境風(fēng)的影響是將頂部開口釋放的煙氣吹向另一側(cè)，但對煙氣從頂部開口的釋放有一定的壓制作用，致使煙氣向兩側(cè)擴(kuò)散的長度有所增加，從無風(fēng)情況的16 m增加至約25 m，甚至一部分煙氣開始向火災(zāi)另一側(cè)軌道空間的上部擴(kuò)散，但從圖中結(jié)果可知，煙氣擴(kuò)散的厚度仍然在2 m左右。

圖16 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(垂直環(huán)境風(fēng))

圖17 溫度云圖和煙氣擴(kuò)散云圖(垂直環(huán)境風(fēng))

圖18 截面矢量圖和整體流線圖(垂直環(huán)境風(fēng))

可見，垂直環(huán)境風(fēng)對聲屏障頂部開口排煙具有一定的不利影響，但在該情況下，火源兩側(cè)和另一側(cè)軌道空間仍然可以作為安全的人員疏散通道使用。當(dāng)風(fēng)速增加、風(fēng)向?yàn)橄喾捶较驎r，該不利影響將會增加。

3.4 其他開口形式影響

全封閉聲屏障的開口面積越小對排煙越不利，圖2所示中的開口面積較大，現(xiàn)考察降低開口面積后的排煙情況。

3.4.1 周期開口

全封閉頂部周期開口方案為每隔50 m頂部開有5 m寬的開口，開口只開頂部一半，開口的投影面積比為5%，結(jié)構(gòu)形式如圖19所示。

圖19 周期開口全封閉聲屏障

在該方案下，火源產(chǎn)生的煙氣向上浮升遇到聲屏障阻擋后向四周擴(kuò)散，造成火源上方一定厚度的高溫?zé)煔夥植?，厚度? m以內(nèi)。高溫?zé)煔庋芈暺琳祥L度方向向兩側(cè)擴(kuò)散，直至兩側(cè)窗口，從窗口向外釋放。此外，仍有部分煙氣擴(kuò)散至窗口之外的聲屏障頂部，但其厚度大大降低，不到2 m。如圖20～圖22所示。

圖20 橫截面溫度云圖(周期開口)

圖21 縱截面溫度云圖(周期開口)

圖22 整體流線圖(周期開口)

高溫?zé)煔鈱Ω叨?.5 m處影響很小，所以火源兩側(cè)以及另一側(cè)軌道空間仍可以作為人員的安全疏散通道。

3.4.2 無開口

考察不同長度下的無開口全封閉聲屏障方案的排煙情況。

長度為200 m的無開口全封閉聲屏障排煙仿真結(jié)果見圖23、圖24。結(jié)果顯示，無開口情況下，高溫?zé)煔飧∩谅暺琳享敳亢螅荒軓穆暺琳蟽啥顺隹卺尫?，聲屏障?nèi)大部分區(qū)域的高溫?zé)煔夂穸让黠@增加，大部分區(qū)域厚度超過4 m，部分區(qū)域超過5 m厚度，仍未擴(kuò)散至人員疏散的高度。距地面1.5 m的平面溫度除火源附近達(dá)到65 ℃以上外，其他區(qū)域最高只達(dá)50 ℃附近，因此，除火源處，聲屏障內(nèi)其他空間仍可作為安全通道。

圖23 縱截面溫度云圖(200 m聲屏障)

圖24 高度1.5 m平面溫度云圖(200 m聲屏障)

聲屏障長度增加至300 m時，見圖25、圖26，高溫?zé)煔夂穸壤^續(xù)增加，部分區(qū)域已經(jīng)達(dá)到地面，高度1.5 m處截面的溫度分布顯示，已有大部分區(qū)域超過65 ℃，區(qū)域長度超過約為200 m(分布于火源左右兩側(cè))。

圖25 縱截面溫度云圖(300 m聲屏障)

圖26 高度1.5 m平面溫度云圖(300 m聲屏障)

4 結(jié)論

利用三維數(shù)值仿真方法研究全封閉聲屏障的排煙特性，得到如下結(jié)論。

(1)基于CFD理論的三維數(shù)值仿真方法，并結(jié)合相應(yīng)的火源、輻射等模型，可以用于地鐵高架全封閉聲屏障的排煙性能研究，能夠較為詳細(xì)地描述聲屏障內(nèi)高溫?zé)煔獾臄U(kuò)散規(guī)律及溫度場變化，從而指導(dǎo)人員逃生。

(2)對于頂部2 m開口的全封閉聲屏障，火災(zāi)發(fā)生時，環(huán)境冷空氣從兩側(cè)頂部開口處進(jìn)入流向火源，并攜帶高溫?zé)煔庀蛘戏礁∩?，受到聲屏障阻擋后，轉(zhuǎn)向通過頂部開口釋放，同時部分煙氣沿聲屏障長度方向向兩側(cè)擴(kuò)散，擴(kuò)散煙氣的厚度僅為2 m左右，距離地面遠(yuǎn)大于1.5 m，擴(kuò)散距離也較短，在10 W的火源強(qiáng)度下只有20 m，不會影響人員安全疏散；煙氣不會擴(kuò)散至火源另一側(cè)軌道空間，可以作為安全的人員疏散通道。

仿真結(jié)果顯示高溫?zé)煔庠陧敳柯暺琳细浇臏囟纫话悴怀^327 ℃，一般無法引燃聲屏障材料，但需考慮聲屏障材料在溫度較高時是否有有害氣體釋放。

由于存在頂部開口，高溫?zé)煔庥嗅尫趴?，不同熱釋放率的火源對排煙的影響不顯著，同時，聲屏障長度對排煙基本沒有影響。

(3)對于頂部2 m開口的全封閉聲屏障，平行環(huán)境風(fēng)由于能吹進(jìn)聲屏障，對排煙具有明顯的改善作用，但人員疏散只能朝來風(fēng)方向疏散；垂直環(huán)境風(fēng)由于不能吹進(jìn)聲屏障，只能掠過頂部開口時，對頂部開口的排煙具有一定的壓制作用，聲屏障內(nèi)的煙氣擴(kuò)散有所增加，當(dāng)環(huán)境風(fēng)速為2 m/s時，仍能保證火源兩側(cè)和另一側(cè)軌道空間作為安全的人員疏散通道使用。

(4)開口面積對排煙顯著影響

頂部2 m開口的全封閉聲屏障能夠滿足排煙要求。周期開口方案，每隔50 m頂部開5 m寬的開口(頂部一半)，開口投影面積比5%，高溫?zé)煔庵饕ㄟ^附近的開口釋放，在聲屏障頂部聚集的厚度有所增厚，但仍不能對高1.5 m的平面產(chǎn)生明顯影響，火源兩側(cè)和另一側(cè)軌道空間仍可作為安全的人員疏散通道使用。無開口全封閉方案的排煙性能受聲屏障長度影響；長度為200 m時，高溫?zé)煔庥绊懛秶@著擴(kuò)大，頂部聚集厚度達(dá)到5 m左右，高1.5 m的平面溫度達(dá)到50 ℃附近，尚未達(dá)到65 ℃，因此，火源兩側(cè)和另一側(cè)軌道空間仍可作為安全的人員疏散通道使用；當(dāng)長度增加至300 m時，部分區(qū)域的高溫?zé)煔庖呀?jīng)達(dá)到地面，高度1.5 m處水平面溫度大部分(超過200 m)已超過65 ℃，無法滿足安全要求。