劉 楊，張紅偉，李 強(qiáng)

1.內(nèi)蒙古自治區(qū)消防救援總隊(duì)，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010070； 2.滄州市消防救援支隊(duì)，河北 滄州 061000；3.中國(guó)人民警察大學(xué) 教務(wù)處，河北 廊坊 065000

0 引言

當(dāng)起火房間存在頂部開(kāi)口時(shí)，頂部開(kāi)口與側(cè)壁開(kāi)口相互耦合會(huì)對(duì)起火空間的氣體流動(dòng)規(guī)律產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響火災(zāi)發(fā)展進(jìn)程。與僅有側(cè)壁開(kāi)口起火房間采用中性面分析氣體流動(dòng)模式不同，頂部開(kāi)口流動(dòng)模式更為復(fù)雜[3]。研究表明，頂部開(kāi)口流動(dòng)模式與開(kāi)口厚度(L)和開(kāi)口直徑(D)的比值相關(guān)。通過(guò)模擬試驗(yàn)研究，Mercer等發(fā)現(xiàn)L/D在3.5～18時(shí)，頂部開(kāi)口的交換流量隨著L/D的增大反而減小[4]。Epstein用Froude數(shù)表示交換流量，并給出4個(gè)Froude數(shù)與L/D的經(jīng)驗(yàn)公式，以及單向溢出流流率的經(jīng)驗(yàn)公式[5]，奠定了水平開(kāi)口流動(dòng)研究的基礎(chǔ)。Cooper采用壓力和浮力驅(qū)動(dòng)相結(jié)合的分析模型，發(fā)現(xiàn)冷熱氣體的無(wú)量綱交換量接近一個(gè)常數(shù)[6]。Wakatsuki進(jìn)行頂部開(kāi)口腔室內(nèi)乙醇油火試驗(yàn)研究，隨著開(kāi)口變化觀察到三種火災(zāi)狀態(tài)：缺氧自熄、不穩(wěn)定脈動(dòng)和穩(wěn)定燃燒[7]。

頂部開(kāi)口流動(dòng)模式的復(fù)雜變化規(guī)律會(huì)與側(cè)壁開(kāi)口流動(dòng)相互作用，使得揭示此類(lèi)受限空間火災(zāi)發(fā)展規(guī)律非常復(fù)雜。隨著人們對(duì)居住和使用環(huán)境舒適性的不斷追求，天窗等頂部開(kāi)口結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于建筑空間。建筑空間作為一種獨(dú)特的受限空間，其火災(zāi)研究的邊界條件具有一定應(yīng)用價(jià)值。如：頂部開(kāi)口厚度遠(yuǎn)小于開(kāi)口直徑，側(cè)壁開(kāi)口高度和寬度相同，火場(chǎng)溫度一般在200～1 000 ℃等，均利于揭示頂部開(kāi)口對(duì)室內(nèi)火災(zāi)發(fā)展的影響規(guī)律。本文對(duì)同時(shí)具有頂部和側(cè)壁開(kāi)口起火房間的熱釋放速率進(jìn)行研究，為建筑空間消防工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 模型建立與場(chǎng)景設(shè)計(jì)

1.1 FDS軟件

火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬工具FDS是采用數(shù)值方法求解一組描述熱驅(qū)動(dòng)的低速流動(dòng)Navier-Stokes方程的計(jì)算模型，可用于計(jì)算火災(zāi)煙氣流動(dòng)和熱傳遞過(guò)程。對(duì)于本文所涉及的同時(shí)具有頂部和側(cè)壁開(kāi)口起火房間，其發(fā)展過(guò)程主要受控于開(kāi)口流體流動(dòng)的影響，適于采用FDS進(jìn)行研究。

1.2 模型建立

同時(shí)具有頂部和側(cè)壁開(kāi)口房間模型如圖1所示，其內(nèi)尺寸為2.5 m×1.6 m×1.7 m，4個(gè)側(cè)壁和頂部壁厚均為0.1 m，材料導(dǎo)熱性設(shè)為絕熱。側(cè)壁開(kāi)口靠底部居中設(shè)置在1.6 m×1.7 m一側(cè)壁面，在房間頂部中央處設(shè)置一正方形水平開(kāi)口。火源為邊長(zhǎng)0.4 m的正方形，設(shè)置在側(cè)壁開(kāi)口對(duì)面的地面中心線，一側(cè)貼鄰側(cè)壁。溫度測(cè)點(diǎn)設(shè)置在側(cè)壁開(kāi)口與頂部開(kāi)口邊緣的中心線。

圖1 房間模型示意圖

1.3 獨(dú)立性分析

FDS模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性受網(wǎng)格數(shù)影響。通常情況下，網(wǎng)格數(shù)越多計(jì)算結(jié)果越準(zhǔn)確，但其運(yùn)行所需時(shí)間也會(huì)大幅增加。因此，在考慮計(jì)算結(jié)果精確性的同時(shí)必須考慮計(jì)算機(jī)運(yùn)行能力。本文采用折中方法，選取不同比例網(wǎng)格，考察其測(cè)量結(jié)果，如果兩種網(wǎng)格運(yùn)行結(jié)果相近，數(shù)據(jù)收斂基本一致，則可認(rèn)為所選網(wǎng)格合適。如表1所示，采用特征火焰尺寸的1/8～1/12進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性分析，火源選擇熱釋放速率1 800 kW·m-2、燃燒面積0.25 m2的固體，側(cè)壁開(kāi)口尺寸為0.6 m×0.6 m。由不同網(wǎng)格尺寸下溫度變化情況可知，場(chǎng)景MESH5的網(wǎng)格相比場(chǎng)景MESH1的網(wǎng)格較為精細(xì)，其模擬結(jié)果更具有代表性。因此，選定場(chǎng)景MESH5對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格作為模擬網(wǎng)格設(shè)定。

表1 獨(dú)立性分析網(wǎng)格設(shè)置

1.4 場(chǎng)景設(shè)計(jì)

火源位置、開(kāi)口位置見(jiàn)圖1，火源熱釋放速率設(shè)為恒定值426 kW·m-2。為研究頂部開(kāi)口與側(cè)壁開(kāi)口的耦合影響關(guān)系，選取不同開(kāi)口尺寸設(shè)定模擬場(chǎng)景，如表2所示。

表2 模擬場(chǎng)景及熱釋放速率

表2(續(xù))

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 無(wú)頂部開(kāi)口場(chǎng)景

從圖2可以看出，對(duì)于無(wú)頂部開(kāi)口場(chǎng)景，熱釋放速率呈現(xiàn)出兩種不同變化規(guī)律。如圖2(a)所示，對(duì)于側(cè)壁開(kāi)口較小的模擬場(chǎng)景，熱釋放速率會(huì)在短時(shí)間內(nèi)迅速升高，隨后下降到近似為0。模擬場(chǎng)景A、B、C曲線基本重合，模擬場(chǎng)景D快速下降后呈現(xiàn)出一定程度振蕩，最終降至近似為0。這說(shuō)明，由于火源遠(yuǎn)離側(cè)壁開(kāi)口，通過(guò)較小側(cè)壁開(kāi)口流入的新鮮空氣難以到達(dá)燃燒區(qū)域，導(dǎo)致后期火焰熄滅。如圖2(b)所示，對(duì)于側(cè)壁開(kāi)口較大的模擬場(chǎng)景，熱釋放速率會(huì)在短時(shí)間內(nèi)迅速升高，之后穩(wěn)定在某一固定值附近振蕩，趨于穩(wěn)態(tài)燃燒狀態(tài)。除場(chǎng)景H平均熱釋放速率(424.12)接近火源熱釋放速率設(shè)定值外，其余場(chǎng)景熱釋放速率均小于預(yù)設(shè)火源熱釋放速率，說(shuō)明場(chǎng)景均處于通風(fēng)控制階段。

通過(guò)開(kāi)口處煙氣溫度可以更直觀地觀察到房間內(nèi)火焰變化趨勢(shì)。圖3和圖4選取的是幾種典型模擬場(chǎng)景的溫度切片?？梢钥闯?，側(cè)壁開(kāi)口處煙氣流動(dòng)呈現(xiàn)雙向流動(dòng)和單向流動(dòng)兩種形式。如圖3所示，場(chǎng)景A在火焰未熄滅時(shí)，火焰主要集中在開(kāi)口處，氣體流動(dòng)形式以向外單向流動(dòng)和向內(nèi)單向流動(dòng)為主，未出現(xiàn)雙向流動(dòng)現(xiàn)象，火焰熄滅后，冷熱氣體的交換主要集中在房間外，可認(rèn)為外界冷空氣無(wú)法進(jìn)入房間。圖4所示為側(cè)壁開(kāi)口稍大的模擬場(chǎng)景C、D、E，隨著通風(fēng)因子的增大，開(kāi)口處氣體流動(dòng)形式從單向流動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)殡p向流動(dòng)，其混合區(qū)域也逐漸變大，并且出現(xiàn)游離火和溢流火現(xiàn)象。

(a)較小側(cè)壁開(kāi)口

2.2 側(cè)壁開(kāi)口的影響

如圖5所示，對(duì)于無(wú)頂部開(kāi)口場(chǎng)景，火災(zāi)熱釋放速率隨側(cè)壁開(kāi)口通風(fēng)因子(WH3/2)的增大而增加，二者近似成線性關(guān)系，這與前人研究結(jié)果一致。然而，隨著頂部開(kāi)口出現(xiàn)，火災(zāi)發(fā)展的基礎(chǔ)水平(即側(cè)壁開(kāi)口較小場(chǎng)景的平均熱釋放速率)顯著提升。與無(wú)頂部開(kāi)口場(chǎng)景相比，在頂部開(kāi)口尺寸為0.1 m×

圖3 場(chǎng)景A的溫度切片

圖4 側(cè)壁開(kāi)口尺寸較大場(chǎng)景的溫度切片

0.1 m、0.15 m×0.15 m，側(cè)壁開(kāi)口尺寸為0.2 m×0.2 m兩個(gè)場(chǎng)景中，HRR提升了近2倍，說(shuō)明頂部開(kāi)口的出現(xiàn)促進(jìn)了新鮮空間的流入，增強(qiáng)了火勢(shì)。在所有頂部開(kāi)口場(chǎng)景中，HRR與WH3/2依然具有一定線性關(guān)系。但隨著頂部開(kāi)口尺寸的增大，通風(fēng)因子對(duì)火災(zāi)熱釋放速率的影響程度明顯降低，特別是頂部開(kāi)口尺寸0.3 m以上的場(chǎng)景，通風(fēng)因子對(duì)HRR幾乎無(wú)影響，而僅與頂部開(kāi)口尺寸相關(guān)。這說(shuō)明，利用側(cè)壁開(kāi)口通風(fēng)因子預(yù)測(cè)具有頂部開(kāi)口場(chǎng)景的熱釋放速率依然可行，但需要考慮頂部開(kāi)口尺寸對(duì)HRR～WH3/2關(guān)系式初值和斜率的影響。

圖5 側(cè)壁開(kāi)口條件對(duì)HRR的影響規(guī)律

2.3 頂部開(kāi)口的影響

如圖6所示，頂部開(kāi)口尺寸對(duì)側(cè)壁開(kāi)口尺寸較小的場(chǎng)景影響較為明顯。隨著頂部開(kāi)口尺寸的增加，HRR逐漸增加，最終達(dá)到火源HRR預(yù)設(shè)值，即可能達(dá)到最大熱釋放速率。對(duì)于通風(fēng)受限火災(zāi)，HRR的增加表明進(jìn)入燃燒區(qū)域的氧氣在增加，頂部開(kāi)口尺寸的變大使更多空氣進(jìn)入燃燒區(qū)域，促進(jìn)火災(zāi)的發(fā)展。此外，頂部開(kāi)口尺寸與HRR之間并非良好線性關(guān)系，存在一個(gè)臨界開(kāi)口尺寸使得HRR大幅提升。這說(shuō)明，對(duì)于特定場(chǎng)景，當(dāng)頂部開(kāi)口尺寸增加到某一特定數(shù)值時(shí)，起火房間開(kāi)口煙氣流動(dòng)模式將發(fā)生改變。

圖6 頂部開(kāi)口條件對(duì)HRR的影響規(guī)律

3 耦合開(kāi)口通風(fēng)因子的擬合分析

表3 側(cè)壁開(kāi)口尺寸及對(duì)應(yīng)通風(fēng)因子

由此可得，無(wú)頂部開(kāi)口房間HRR(y)與側(cè)壁開(kāi)口通風(fēng)因子(x)的擬合關(guān)系式為：

y=609.36x+19.1

(1)

當(dāng)存在0.2 m×0.2 m頂部開(kāi)口時(shí)，房間HRR和側(cè)壁開(kāi)口通風(fēng)因子的擬合關(guān)系式為：

y=177.49x+275.72

(2)

最終得到，0.2 m×0.2 m頂部開(kāi)口場(chǎng)景下折算通風(fēng)因子與側(cè)壁開(kāi)口通風(fēng)因子的關(guān)系，如表4所示。

表4 折算通風(fēng)因子與關(guān)系

y=0.3192x+0.4106

(3)

通過(guò)校正，得出在有頂部開(kāi)口情況下，通風(fēng)因子的估算式為：

(4)

式中，As為頂部開(kāi)口面積。

(a)無(wú)頂部開(kāi)口場(chǎng)景

(b)頂部開(kāi)口較小(0.2×0.2)場(chǎng)景

為驗(yàn)證公式的計(jì)算精度，對(duì)不同頂部開(kāi)口尺寸下折算通風(fēng)因子(見(jiàn)表5)與式(4)所得到的估算值(見(jiàn)表6)進(jìn)行對(duì)比分析。可見(jiàn)，在頂部開(kāi)口為0.1 m×0.1 m和0.15 m×0.15 m時(shí)，用式(4)計(jì)算出來(lái)的估算值與折算通風(fēng)因子相差很多。分析原因，主要是模擬場(chǎng)景中火源遠(yuǎn)離側(cè)壁開(kāi)口，當(dāng)側(cè)壁開(kāi)口尺寸較小時(shí)，開(kāi)口處氣體流動(dòng)并未呈現(xiàn)出理論上下入/上出的流動(dòng)模式，外界空氣難以到達(dá)燃燒區(qū)域，導(dǎo)致火焰熄滅，這與理論上HRR與WH3/2存在線性關(guān)系相背。因此，估算通風(fēng)因子明顯高于折算通風(fēng)因子，在工程應(yīng)用上會(huì)使計(jì)算結(jié)果趨于安全。隨著側(cè)壁開(kāi)口尺寸的增加，通風(fēng)因子的估算值與折算值逐漸趨于一致。而在頂部開(kāi)口為0.25 m×0.25 m和0.3 m×0.3 m時(shí)，通風(fēng)因子的估算值與折算值較為相近?？梢钥闯觯S著頂部開(kāi)口尺寸的增加，較大頂部開(kāi)口在一定程度上彌補(bǔ)較小側(cè)壁開(kāi)口帶來(lái)的計(jì)算誤差，通風(fēng)因子預(yù)測(cè)效果得以改善。此時(shí)，通風(fēng)因子計(jì)算誤差可能更多來(lái)自于復(fù)雜耦合開(kāi)口煙氣流動(dòng)模式，以及頂部開(kāi)口煙氣流動(dòng)對(duì)火源燃燒狀態(tài)的影響。式(4)適于燃燒雖處于通風(fēng)控制條件下，但火焰并未熄滅房間的通風(fēng)因子估算。

表5 不同頂部開(kāi)口下折算通風(fēng)因子

表6 不同頂部開(kāi)口下式(4)估算的通風(fēng)因子

4 結(jié)論

采用數(shù)值模擬方法，對(duì)頂部和側(cè)壁開(kāi)口對(duì)起火房間熱釋放速率影響進(jìn)行研究。結(jié)果表明：頂部開(kāi)口和側(cè)壁開(kāi)口均會(huì)對(duì)起火房間的HRR產(chǎn)生影響，且為正相關(guān)。頂部開(kāi)口會(huì)對(duì)起火房間通風(fēng)模式產(chǎn)生影響，進(jìn)而使HRR與WH3/2的線性關(guān)系發(fā)生改變。通過(guò)模擬分析耦合開(kāi)口對(duì)火災(zāi)熱釋放速率的影響規(guī)律，建立有頂部開(kāi)口情況與無(wú)頂部開(kāi)口情況的通風(fēng)因子換算關(guān)系式，得到適于計(jì)算同時(shí)具有頂部和側(cè)壁開(kāi)口起火房間通風(fēng)因子的估算式。本文估算通風(fēng)因子在一定程度上可以體現(xiàn)頂部開(kāi)口尺寸對(duì)起火房間熱釋放速率的影響規(guī)律，且計(jì)算結(jié)果整體趨于安全，因此具有一定工程應(yīng)用價(jià)值。