多驱动力作用下高层建筑火灾烟气输运规律研究现状

李昌厚，陈 颖，李思成

（中国人民武装警察部队学院，河北 廊坊，065000）

0 引言

随着我国城市化进程的加快，高层和超高层建筑得到了迅速发展，这类建筑在给人们带来便利和舒适的同时，也隐藏着很多火灾隐患［1］。资料表明，当建筑发生火灾时，火灾烟气是造成人员大量伤亡的主要原因［2］。建筑中导致烟气蔓延的驱动力主要有热浮力、热压（烟囱效应）、膨胀力、室外风、通风空调系统和电梯的活塞效应等［3－5］，火灾烟气在上述驱动力的作用下从着火房间蔓延至建筑内的其它部位。其中，烟气从着火房间经由疏散走廊进入楼梯间并向建筑上部蔓延是烟气蔓延的主要途径，而疏散走廊和楼梯间作为建筑内人员疏散的重要途径，一旦被烟气侵入，会严重影响建筑内人员的安全疏散，同时也会增加消防救援工作的难度［6］。研究表明，烟气进入疏散走廊后，走廊远端烟气中毒性成分的浓度仍然可以达到致命浓度［7］。因此控制烟气在建筑内蔓延扩散，可以有效减少火灾烟气造成的人员伤亡。

高层建筑由于高度高，在竖向通道中由温差和高度共同引起的烟囱效应会更加显著，对火灾发生后的烟气流动产生更大的影响［5］，同时建筑高度和热压作用的大小也会对疏散走廊中烟气的运动产生影响［8］。另外，研究表明，室外风风速随高度的增加成指数增长［9］，因此室外风作用于高层建筑形成的风压分布更明显，且当某高层建筑周围有其它高层建筑时，流经该建筑的风速会更大［10］。当室内发生轰燃后，火灾高温会诱发外窗玻璃等脆性材料破裂［11］，导致室外风灌入着火房间，使烟气在建筑内的输运过程变得更加复杂而难以控制。同时，高温引起的热浮力也是驱使火灾烟气从着火房间蔓延至相邻空间的重要驱动力［5］。

综上，由于高层建筑特殊的高度及结构功能特性，其热压和室外风压的作用较一般建筑会更明显，对建筑内烟气运动的影响也更显著，加之热浮力引起烟气在水平与竖直方向上的蔓延，因此有必要对热压、室外风压及热浮力作用下建筑内火灾烟气输运规律进行研究，从而为高层建筑烟气优化控制提供理论基础。

1 热浮力作用下火灾烟气运动

当室内发生火灾后，着火房间内的可燃物燃烧生成大量高温烟气，由于热烟气密度小于周围空气，二者的密度差产生热浮力，驱动烟气向上流动，并在到达顶棚后形成顶棚射流，当热烟气层越过着火房间房门的上缘时，烟气便会进入走廊，并向走廊远端流动［12］。着火房间内的热烟气与相邻空间内的冷空气之间的密度差产生的热浮力大小可表示为［13］：

式中，△Pb为热浮力产生的压差，Pa；h为测点高度，m；HN为着火房间的中性面高度，m；ρa为周围空气的密度，kg／m3；ρg为热烟气的密度，kg／m3；g 为重力加速度，m／s2。

由理想气体状态方程和公式1可得，热浮力的大小与室内外温差有关，当疏散走廊与着火房间的温差增大时，热浮力作用对烟气的驱动的效果将更显著。

热浮力引起的烟气流动主要是垂直流动和水平流动，其中垂直流动主要发生在建筑的竖井结构中，而水平流动通常是指烟羽撞击顶棚后形成的顶棚射流。单纯热浮力作用下，烟气在竖井中的流动会使竖井内温度升高，导致竖井与相邻外界环境的温差增大，烟囱效应逐渐增强，竖井内烟气流动的驱动力由单纯的热浮力作用变为热浮力和烟囱效应共同作用［14］，且烟囱效应逐渐成为主导驱动力，热浮力的作用可基本忽略。

驱使火灾烟气由着火房间进入疏散走廊的驱动力除了热浮力外还有膨胀力，Chow 和Gao［13］对两驱动力的相对大小进行了研究，并提出无量纲数B来确定二者的相对大小，B 的计算公式如下：式中，Gr为格拉晓夫数，Re为雷诺数。又Gr ＝

式中，g 为重力加速度，m／s2；△ρ 为室内外气体的密度差，kg／m3；浇 为平均密度，kg／m3；为房间开口的特征直径（通常取长度或宽度的平均值），m；v为运动黏度；△P 为着火房间与室外环境的压差，Pa。得到：

当B＜0．1时，膨胀力作用占主导地位，热浮力引起的烟气流动可以忽略；当B＞10 时，热浮力是导致烟气流出着火房间的主要驱动力。

火灾烟气进入疏散走廊后，烟气在热浮力驱动下水平流动，其流动速度的大小关系到人员在走廊中疏散的可用疏散时间。国内外学者就热浮力驱动下走廊中烟气的运动进行了大量研究。其中，Hinkley［15］推导出热浮力作用下疏散走廊中烟气单向流动的速度衰减公式，计算公式如下：

式中，g 为重力加速度，m／s2；Q 为火源的热释放速率，kw；T 为距火源某一水平距离处的烟气温度，K；cp为烟气的比热；ρ0为周围空气的密度，kg／m3；T0为周围环境温度，K；W 为疏散走廊宽度，m。

Kim［16］利用激光片光源观察烟气在一条11．83m×2．83m×2．3m 的走廊中的运动，并将烟气流动速度的测量结果与用Hinkley公式计算的结果进行比较，发现公式计算的结果较实际测量结果大20%左右。He［17］在研究了Kim 的实验后，发现Kim 实验中烟气在走廊中是双向流动，而Hinkley的公式假设走廊中的烟气是单向流动，因此公式的计算结果偏大。He假设烟气进入走廊后变成两股对称的烟流，并提出Hinkley的改进公式：

上式计算的烟气流动速度比Kim 的实验结果小5%左右，表明公式（5）可以较好的预测走廊中双向烟气流动的速度变化情况。

由于区域模型不能很好地模拟走廊等特殊结构内烟气的运动过程，Jones［18］将走廊中烟气的流动简化为二维流动模型，并假设烟气在流动过程中密度不变，提出双区域模型中计算烟气水平流动平均速度的简化公式，计算公式如下：

式中，g 为重力加速度，m／s2；Q0为走廊烟气的体积流率，m3／s；△ρ 为周围空气与烟气的密度差，kg／m3；ρs为火灾烟气的密度，kg／m3；B 为疏散走廊宽度，m。

Jones在一长40 m 的全尺寸实验台进行了验证实验，发现公式（6）在实验的前期较实验结果大，实验进行20s后，公式计算的结果与实验结果吻合较好。但该验证实验中的烟气温度最高仅为69．7℃，与实际情况相差较大，且公式（6）在推导过程中忽略了烟气的密度变化和两区域间的质量交换，因此不能很好地预测实际火灾中走廊烟气的水平运动速度。

CFAST 在模拟热浮力驱动下疏散走廊火灾烟气流动过程时，将走廊分为上下两个区域，每个区域内的温度是一致的，这显然不符合实际情况。对此，Bailey［19］等基于场模型提出了改善CFAST 的子模型，子模型中计算走廊中烟气水平流动速度和烟气温度变化的公式如下：

式中，g为重力加速度，m／s2；d0为烟气层厚度，m；△T为烟气前端与环境空气的温差，K；Tamb为环境温度，K；△T0为起始点烟气与环境空气的温差，K；x为烟气前端距起始点的水平距离，m。

为验证该模型的可靠性，Bailey在一长8．51m的走廊中进行了火灾实验，实验结果与该子模型的模拟结果吻合较好。但实验中所用的走廊长度较短，而实际建筑中走廊的长度一般都远大于8．51m，因此该子模型还需在较长的走廊中进行验证。

Yang［20］认为火灾烟气从火源处上升撞击顶棚后，由于与周围冷空气和墙壁发生了对流换热，顶棚射流的热释放速率远小于火源的热释放速率，因此Hinkley的公式中应用顶棚射流起点处的热释放速率来代替火源的热释放速率，计算公式如下：

式中，Qcv为顶棚射流起点处的热释放速率，其大小可用公式（10）计算得到：

式中，△T为顶棚射流的平均温升，K；Vl为顶棚射流的体积流率，m3／s；ρa为周围空气的密度，kg／m3；Ta为周围环境的温度，K；cp为空气的比定压热容；T为顶棚射流的温度，K。

Yang将上式计算的结果与其在一条66．0m×1．5m×1．3m 的走廊中观测的结果进行比较，发现计算结果与实际观测结果最大仅相差不足15%，说明公式（9）可以很好地预测走廊中烟气的流动速度。

Hu［21］通过分析走廊中烟气满足的质量守恒、动量守恒和能量守恒方程，推导出烟气在走廊中流动时，温度和速度衰减的计算公式：

式中，△T为烟气前端距参考点x时的温度变化，K；△T0为火源到顶棚之间的温差，K；ρ为烟气密度，m3／s；h为导热系数，W／（m·K）；μ为烟气流动速度，m／s；μ0 为参考点处烟气流动速度，m／s；cf［22］为摩擦系数，通常取0．0055～0．0073；x0为参考距离，m。

Hu［21］通过分析在88．0m×8．0m×2．65m 的全尺寸走廊中得到的试验数据，得出走廊中烟气的温度和速度满足指数函数衰减，且其理论模型在长度不超过35m 的走廊中可以较准确地预测温度和速度的衰减情况。

2 热压作用下火灾烟气运动

热压作用是由于建筑室外环境空气与室内空气存在温差引起的，其对建筑内烟气运动的影响最常见于建筑内的竖井结构，此时热压作用又称为烟囱效应。虽然烟囱效应是由热压作用形成的，但不能将其与热压作用完全等同起来。烟囱效应的强弱除了与建筑高度和建筑内外温差有关外，还与建筑外围护结构的密闭性及建筑内部隔断等因素有关［23，24］。烟囱效应越强，火灾烟气在建筑内的蔓延越迅速，进而对建筑内人员的安全疏散造成更大的威胁，因此，研究烟囱效应对高层建筑内烟气运动的影响规律具有十分重要的意义。

在研究建筑内的烟囱效应时，中性面是一个非常重要的概念，确定了中性面的位置，就可确定其上下方烟气的不同流动状况，进而确定烟囱效应对建筑内烟气运动的影响情况。Klote［25］通过理论分析，推导出侧向连续开口和侧向上下开口竖井的中性面位置的计算公式。其中，侧向连续开口竖井的中性面位置计算公式为：

侧向上下开口竖井的中性面位置计算公式为：

式中，Hn为中性面距竖井下缘的垂直距离，m；H 为竖井侧向开口的高度，m；Tin为室内气体温度，K；Tout为室外气体温度，K；Aa为上部开口的面积，m2；Ab为下部开口的面积，m2。

Harmathy［26］提出了一种不必考虑中性面位置即可计算不同开口工况下竖井内部压力分布的简化模型，该模型中用于计算开口处压差的计算公式为：

式中，Pa为室外环境压力，Pa；Ps为竖井内的压力，Pa；g 为重力加速度，m／s2；ρa为周围空气的密度，kg／m3；T0为参照温度，273K；Ta为室外气体温度，K；Ti为室内气体温度，K；z 为开口中心点的高度，m；b的取值依据竖井的开口情况选择，当竖井顶部开口时，b＝H（H 为竖井高度，m）；当竖井底部开口时，b ＝0；当竖井未开口时，b＝H／2。

由于烟囱效应与建筑外围护结构的密闭性有关，因此竖井内门窗缝隙的变化都会对中性面的位置产生影响，对此，刘［27］进行了理论分析，并推导出首层门窗缝隙变化时中性面位置的计算公式：

式中，Fj为首层缝隙变化前的缝隙总面积，m2；Fz为首层缝隙增加的面积，m2；H 为竖井高度，m；h 为各楼层的层高，m；Hn为中性面距竖井下缘的垂直距离，m；rw为室外空气的容重，kg／m3；rn为室内空气的容重，kg／m3。

上述研究均认为烟囱效应只是竖井内外压差作用的结果，但张［28，29］认为烟气进入竖井结构后温度仍然较高，由此产生的热浮力作用也会影响烟气在竖井中的运动，所以烟囱效应是热浮力和竖井内外压差联合作用的结果。为确定两种作用力在烟囱效应中的相对大小，他将竖井分为近火源区和远火源区。当l／L＜0．825（l为火源距竖井中心线的距离，L 为前室开口距竖井中心线的距离），即为近火源区时，竖井内外压差起主要作用；当l／L＞0．825，即为远火源区时，火灾烟气的自身浮力起主要作用。

前人在计算中性面位置时，均假设楼梯间内温度是恒定不变的，孙［30］和Li［31］等人认为烟气进入楼梯间后，其温度会随高度的增加而降低，且这一变化会影响中性面的位置。孙晓乾通过理论分析得出顶部和底部开口的楼梯间内烟气温度随高度的变化规律：

式中，Ti为“羽流入口区”的温度，K；T0为环境空气温度，K；Z 为无量纲高度，是竖井内任一高度z 与竖井高度H 的比值；β 为系数，与初始条件和竖井尺寸有关。

Li在孙研究的基础上，通过理论推导和对1／3缩尺寸实验数据的拟合，得到顶部、中部和底部均开口的竖井内温度随高度的变化规律：

式中，Ts为某一高度处羽流的温度，K。

上述二人虽然提出了竖井内温度随高度变化的理论模型，但这些模型均假设竖井内的烟气与竖井壁面不发生热交换，而对于高大的竖井结构，这部分热交换是不能忽略的。为此，X．Q．Sun［32］在公式（17）的基础上考虑竖井内烟气与壁面间的对流换热，得到了改进后的理论模型：

式中，A 为竖井的横截面积，m2；H 为竖井高度，m；h为对流换热系数，W／m2·K；cp为烟气的定压比热，J／kg·K；m 为竖井内烟气的质量流量，kg／s；D为竖井的特征长度，按公式（20）计算：

式中，L 为竖井长度，m；W 为竖井宽度，m。

Qi［33］认为Sun的模型中将竖井壁面温度假设为与外界环境温度相等是不合适的，这会使计算得到的烟气温度偏小。对此，他引入温度衰减系数来计算竖井内烟气、竖井内壁面、外壁面和外界空气间的热交换，得到的解析模型如下：

式中，Tshx为竖井内x高度处的温度，K；Tnf为非着火层温度，K；Tf为着火层温度，K；φ 为相对高度；x 为计算点高度，m；H 为竖井高度，m；α 为温度衰减系数；P 为竖井周长，m；cp为烟气的定压比热，J／kg·K；m 为竖井内烟气的质量流量，kg／s；Rt为竖井内外壁面间的热阻，m2·K／W，其大小按公式（22）计算：

式中，hwi为竖井内壁面与烟气的对流换热系数，W／m2·K；hwo为竖井外壁面与空气的对流换热系数，W／m2·K；W为竖井壁面厚度，m；λ为墙体的导热系数，W／（m·k）。

3 室外风作用下火灾烟气运动

室外风流经建筑时，会在建筑周围产生压力分布，这种压力分布会影响建筑内的烟气流动。室外风作用在建筑外立面产生的风压大小可表示为［9］：

式中，Ps为室外风作用到建筑表面产生的压力，Pa；Cp为风压系数；ρa为室外空气密度，kg／m3；UH为室外风速，m／s。

风压系数Cp与室外风风速的大小无关［34］，与建筑形状、室外风风向、周围建筑布局和建筑所处地形等因素有关。精确的风压系数只能通过风洞试验得到，对于形状较规则的建筑，也可通过查阅相关试验数据或进行场模拟得到［35］。

当室外风流经矮宽的建筑时，气流主要从建筑的顶部流过；当流经瘦高的建筑时，气流则主要沿建筑侧面流动，少部分会流经建筑顶部，因此对于高层建筑来说，室外风的影响面积更大［36］。虽然现代高层建筑外围护物的密封性较好，室外风对建筑内压力的影响有所减弱，但由于可开启外窗的存在，以及发生火灾后玻璃等脆性材料的破裂，室外风仍会对建筑内的压力产生非常大的影响［37］，且由于室外风的风速和风向无时无刻不在变化，这些变化有可能导致室内温度迅速升高，使火灾情况更加复杂，阻碍人员的安全疏散和消防员的应急救援［38］。因此，有必要对室外风作用下建筑内烟气的流动情况进行研究。

目前，国内外对室外风的研究内容主要是室外风对建筑的中性面及自然排烟效果的影响。其中，刘［39］和高［40］等研究了热压和室外风压共同作用对建筑中性面的影响，得出热压和室外风压可以完全分解，二者对中性面的耦合作用可认为是二者单独作用结果的代数叠加。由建筑位于迎风面时新的中性面处热压与室外风压的和为0可得中性面位置的计算公式为：

式中，N为单纯热压作用时中性面所在楼层；k为计算楼层；us为建筑体型系数，取值参考《建筑结构荷载规范》；h0为楼层层高，m；r0为室外空气平均重率，N／m3；ri为建筑竖井内空气平均重率，N／m3；ρ为室外空气密度，kg／m3；v0为B 类地貌、距地面10m 高度处的风速，m／s。

符［41］提出可用S值来判断热压和室外风压对中性面位置影响的相对强弱，S值的计算方法如下：

式中，V为标准高度10m 处的室外风速，m／s；H为建筑高度，m；△t为室内外温差，K。

由式25可知，当△t和H增大时，S减小，因而迎风面的中性面下降，背风面的中性面上升；当V增大时，S增大，所以迎风面的中性面上升，背风面的中性面下降。

通常情况下，当自然排烟口位于迎风面时，室外风在建筑迎风面形成较大的风压，不利于烟气的排出；当排烟口位于背风面时，室外风作用于建筑物会在排烟口处形成负压区，加速烟气的排出［42］。因此，研究室外风对自然排烟效果的影响对建筑烟气控制具有指导意义。

当排烟口位于迎风面时，室外风会阻碍烟气的排出，当风速增大至一定值时，自然排烟失效，此时的风速值称为临界失效风速。杨［43］通过建立排烟口处热压与风压之和为0的等式推导出临界失效风速的计算公式：

式中，g为重力加速度，m／s2；H为排烟口距地面的高度，m；△ρ为室外空气与室内烟气的密度差，kg／m3；△Cw为总风压系数，其值为补气口所在壁面的附加风压系数与排烟口所在壁面的附加风压系数之差，ρ0为室外空气密度，kg／m3。

由式26可得，临界失效风速的大小与室外风作用于建筑上形成的风压分布有关，因此在布置排烟口时，应根据常年盛行风作用于建筑形成的风压分布情况，以减少室外风对自然排烟的不利影响。

当有室外风作用于建筑时，自然排烟过程通常是多驱动力共同作用的结果，对此，Poreh［44］通过理论分析热浮力和室外风共同作用下采用自然排烟的中庭内烟气的流动，得到自然排烟中庭的临界风速值Vt，其计算公式如下：

式中，B 为对 流浮力通量，m4／s3；h 为烟气层厚度，m；A 为排烟口面积，m2；Cp为开口处的风压系数。

当室外风速小于Vt时，室外风对烟气的影响可以忽略；当室外风速大于2倍的临界风速值时，热浮力对烟气的影响可以忽略，此时火灾烟气主要受室外风的驱动。但该公式未考虑烟气在卷吸周围空气时的热量损失，因此公式中的热浮力较实际情况偏大，低估了室外风的作用。

施［45］等采用场－区模型模拟火灾发生时高层建筑条形走廊内的自然排烟过程，对有室外风作用时走廊自然排烟的效果进行了研究。模拟结果表明，当非起火侧位于迎风面时，迎风面的排烟口在风速较小的情况下就会失效；当起火侧位于迎风面时，大量高温烟气使排烟口处热压作用远大于风压作用，自然排烟仍有效。但该模拟工况中设置的室外风速最大仅有2．5m／s，而实际风速通常会远大于该值，因此模拟结果不具有代表性。

当室外风作用于建筑时，火灾烟气在建筑中的扩散蔓延就演变成室外风与其它建筑内的驱动力耦合作用的结果。国内外学者对热浮力和室外风共同作用下着火房间烟气运动的规律做了很多研究，其中Chen［46］通过理论分析得到了热浮力和室外风共同作用时烟气从迎风面开口流出着火房间的临界风速值，其计算公式如下：

式中，Ta为室外环境温度，K；Tg为烟气温度，K；h为着火房间两开口中心的高度差，m；Cpw为迎风面的风压系数；Cpl为背风面的风压系数。

当室外风速小于临界风速值Vcr时，热浮力是驱动烟气流出着火房间的主要驱动力；当室外风速大于临界风速值Vcr时，室外风会驱动烟气向建筑的背风部分运动。

Chen［47］通过理论分析一对称双开口的小尺寸房间风洞模拟试验的数据，提出一判断热浮力和室外风对着火房间烟气作用大小的比值Ar，其计算公式如下：

式中，Cpw为迎风面的风压系数；Cpl为背风面的风压系数；V 为室外风速，m／s；Tg为烟气温度，K；△Tg为烟气与室外环境的温差，K；H 为开口内测点的高度，m。

当Ar≪1 时，室外风对烟气的影响可以忽略；当Ar＜1时，烟气在开口处为双向流动；当Ar＞1时，烟气在开口处为单向流动。

Gong［48］通过理论计算和CFD 软件模拟，提出浮力通量比mQ／mW来判断单室火灾中烟气流动的主导驱动力，该比值通过求解一元二次方程得到：

式中，T＊为烟气温度与环境温度的比值；mz为与建筑高度和开口面积有关的质量流率，kg／s；mQ为热浮力作用下的质量流率，kg／s；mW为室外风压作用下的质量流率，kg／s。

模拟结果表明，当该比值接近0时，热浮力驱动下的烟气流动变得不稳定，室外风逐渐成为主要驱动力。

4 展 望

随着高层建筑数量的增多，建筑高度的增高，研究多驱动力对高层建筑内火灾烟气运动的影响具有很大的实际意义。总结以往的研究成果，笔者认为在高层建筑火灾烟气运动方面还应加强以下几点研究：

（1）目前国内外对室外风作用下建筑内烟气运动方面的研究侧重于室外风在建筑外立面形成的压力分布对建筑内烟气运动的影响，但当高层建筑发生火灾后，着火房间内的高温极可能诱发玻璃等脆性材料的破裂，导致室外风灌入建筑，此时室外风具有的动能也将影响建筑内烟气的运动，因此室外风进入建筑后对烟气运动影响的研究工作有待进一步扩展。

（2）前人在单纯热浮力作用下疏散走廊中火灾烟气运动规律方面的研究已有许多可靠的成果，但实际火灾中疏散走廊内的烟气运动不只受热浮力的影响，还可能有通风空调系统和室外风等因素的影响，此时疏散走廊内火灾烟气的运动规律还需进一步研究。

（3）现行规范推荐的计算楼梯间和前室加压送风量的风速法依据的是单纯热浮力驱动下疏散走廊烟气的运动速度，没有考虑室外风等其它驱动力对疏散走廊烟气运动的影响，其可靠性尚待进一步验证。

［1］魏捍东，张智．从央视大火探讨超高层建筑灭火对策［J］．消防科学与技术，2010，29（7）：606－612．

［2］公安部消防局．中国消防年鉴［M］．北京：中国人事出版社，2005：315－397．

［3］Mowrer FW，et al．A Comparison of driving forces for smoke movement in buildings［J］．Journal of Fire Protection Engineering，2004，14（4）：237－264．

［4］霍然，等．建筑火灾安全工程导论［M］．合肥：中国科学技术大学出版社，2009：96－97．

［5］徐志胜，姜学鹏．防排烟工程［M］．北京：机械工业出版社，2011：16－17．

［6］Madrzykowski DN，et al．Wind，fire ＆high－rises［J］．Mechanical Engineering，2010，132（7）：22－27．

［7］冯文兴，等．狭长通道内火灾烟气毒性成分空间分布的实验［J］．中国科学技术大学学报，2006，36（1）：61－64．

［8］周汝，等．高层建筑火灾时烟气在横向疏散通道内的扩散［J］．南京航空航天大学学报，2007，39（3）：412－416．

［9］ASHRAE．ASHRAE Handbook－Fundamentals［M］．American Society of Heating，Refrigerating and Air－Conditioning Engineers．2009，24：3．

［10］Sinclair R，Ratcliff MA．Wind effects on smoke control［J］．ASHRAE Transactions，2009，115（2）：266－277．

［11］Gao Y，et al．Thermal performance of window glass panes in an enclosure fire［J］．Construction and Building Materials，2013，47：530－546．

［12］赫永恒，等．小尺寸房间及走廊内烟气流动规律模拟研究［J］．消防科学与技术，2012，31（3）：247－250．

［13］Chow WK，Gao Y．Buoyancy and inertial force on oscillations of thermal－induced convective flow across a vent［J］．Building and Environment，2011，46（2）：315－323．

［14］朱杰，等．单纯热烟浮力作用下竖井结构内火灾烟气温度变化规律研究［J］．工 程力学，2011，28（8）：198－207．

［15］Hinkley PL．The flow of hot gases along an enclosed shopping mall：a tentative theory［M］．Fire Research Station，1970．

［16］Kim MB，et al．Laser－assisted visualization and measurement of corridor smoke spread［J］．Fire Safety Journal，1998，31（3）：239－251．

［17］He Y．Smoke temperature and velocity decays along corridors［J］．Fire Safety Journal，1999，33（1）：71－74．

［18］Jones WW，et al．Smoke movement in corridors－adding the horizontal momentum equation to a zone model［J］．Chemical and Physical Processes in Combustion，1994：196－196．

［19］Bailey JL，et al．Development and validation of corridor flow submodel for CFAST［J］．Journal of Fire Protection Engineering，2002，12（3）：139－161．

［20］Yang D，et al．On the front velocity of buoyancy－driven transient ceiling jet in a horizontal corridor：Comparison of correlations with measurements［J］．Applied Thermal Engineering，2011，31（14）：2992－2999．

［21］Hu LH，et al．Full－scale burning tests on studying smoke temperature and velocity along a corridor［J］．Tunnelling and Underground Space Technology，2005，20（3）：223－229．

［22］Kunsch JP．Critical velocity and range of a fire－gas plume in a ventilated tunnel［J］．Atmospheric Environment，1998，33（1）：13－24．

［23］高甫生．关注超高层建筑烟囱效应可能引发的安全问题［J］．暖通空调，2012，42（11）：82－90．

［24］McGuire JH．Smoke movement in buildings［J］．Fire Technology，1967，3（3）：163－174．

［25］Klote JH．A general routine for analysis of stack effect［M］．National Institute of Standards and Technology，Building and Fire Research Laboratory，1991．

［26］Harmathy TZ．Simplified model of smoke dispersion in buildings by stack effect［J］．Fire Technology，1998，34（1）：6－17．

［27］刘朝贤．高层建筑在热压作用下的中和界位置［J］．四川制冷，1996（3）：2－9．

［28］张靖岩．高层建筑竖井内烟气流动特征及控制研究［D］．合肥：中国科学技术大学，2006．

［29］张靖岩，等．烟囱效应形成机理的实验［J］．中国科学技术大学学报，2006，36（1）：73－76．

［30］孙晓乾．火灾烟气在高层建筑竖向通道内的流动及控制研究［D］．合肥：中国科学技术大学，2009．

［31］Li LJ，et al．Experimental investigation on the characteristics of buoyant plume movement in a stairwell with multiple openings［J］．Energy and Buildings，2014，68：108－120．

［32］Sun XQ，et al．A theoretical model to predict plume rise in shaft generated by growing compartment fire［J］．International Journal of Heat and Mass Transfer，2011，54（4）：910－920．

［33］Qi DH，et al．An analytical model of heat and mass transfer through non－adiabatic high－rise shafts during fires［J］．International Journal of Heat and Mass Transfer，2014，72：585－594．

［34］梁向丽．高层建筑周围风场研究［D］．武汉：武汉科技大学，2004．

［35］Boggs D，Lepage A．Wind tunnel methods［J］．ACI Special Publication，2006，240．

［36］Klote JH，Nelson EH．Smoke movement in buildings［M］．Fire Protection Handbook，18th Edition，Section，1997，7：93－104．

［37］Quiter J．Guidelines for designing fire safety in very tall buildings［M］．Society of Fire Protection Engineers．2012，107．

［38］Barowy A，Madrzykowski D．Simulation of the dynamics of a wind－driven fire in a ranch－style house，texas［M］．National Institute of Standards and Technology，Fire Research Division Engineering Laboratory，2012．

［39］刘何清，徐志胜．室外风压、火风压对建筑物热压中和面位置的影响［J］．中国安全科学学报，2002，12（2）：72－75．

［40］高甫生，丁立行．风压和热压共同作用下高层建筑外窗空气渗透计算方法和计算机程序［J］．哈尔滨建筑大学学报，1992，3：008．

［41］符永正，文远高．用压与热压联合作用下高层建筑的渗风中和界［J］．武汉冶金科技大学学报，1997，20（3）：313－317．

［42］朱杰，等．室外风作用下竖井结构内火灾烟气运动规律研究［J］．火灾科学，2012，20（4）：227－234．

［43］杨淑江，等．有风条件下火灾自然排烟的临界失效风速分析［J］．中国安全科学学报，2008，18（4）：82－86．

［44］Poreh M，Trebukov S．Wind effects on smoke motion in buildings［J］．Fire Safety Journal，2000，35（3）：257－273．

［45］施微，高甫生．高层建筑条形走廊自然排烟效果的数值模拟与评价［J］．暖通空调，2007，37（7）：44－49．

［46］Chen HX，et al．Wind effects on smoke motion and temperature of ventilation－controlled fire in a two－vent compartment［J］．Building and Environment，2009，44（12）：2521－2526．

［47］Chen HX，et al．Wind tunnel tests on compartment fires with crossflow ventilation［J］．Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2011，99（10）：1025－1035．

［48］Gong J，Li Y．CFD modelling of the effect of fire source geometry and location on smoke flow multiplicity［A］．Building Simulation［C］．Tsinghua University Press，co－published with Springer－Verlag GmbH，2010，3（3）：205－214．