高速列车火灾烟气流动与控制的数值模拟

2021-06-04刘新蕾周子涵

黑龙江科技大学学报 2021年3期

刘新蕾，周子涵

(1.黑龙江科技大学安全工程学院，哈尔滨150022； 2.黑龙江科技大学瓦斯等烃气输运管网安全基础研究国家级专业中心实验室，哈尔滨 150022)

0 引言

高速列车车厢狭长且封闭，发生火灾后高温烟气蔓延速度极快，会迅速充满车厢，有统计表明，因火灾产生有毒有害烟气而造成的人员窒息伤亡占60%～80%[1]。火灾初期控制车厢内烟气蔓延并及时排出高温烟气，是高速列车火灾亟需解决的难题。国内外学者对于车厢内部火灾产生的烟气运动规律及控制技术开展了一系列研究。张培红等[2]基于FDS模拟，研究了地铁车厢火灾在细水雾及机械排烟耦合作用下的灭火效果。代君雨[3]通过理论计算得到了高速列车一节车厢的火源功率及火灾增长系数并模拟了车厢在外侧车门和逃生窗开闭状态下的烟气流动情况。李镇韬等[4]研究了不同逃生窗打开方式对车厢热释放速率的影响以及发生火灾时不同的火源功率下是否应打开逃生窗。王爱武等[5]探讨了旅客携带行李的重量以及车窗的开闭状态对车厢火灾热释放速率的影响。Anders等[6]基于1/3列车车厢模型研究了火灾荷载量对火灾及烟气蔓延的影响并进行了局部发生轰燃的参数测试。在火灾烟气流动控制方面，余明高[1]、陈静[7]等研究了机械排烟和空气幕耦合作用对烟流分布的影响。覃道枞[8]等运用FDS模拟了不同通风条件下车厢内部的烟气扩散，并指出机械排烟与火源附近外窗开启随时间推移排烟效果逐渐下降。程友鹏[9]提出车厢顶部开窗方案并分析了开窗面积、加压送风组合排烟窗及自然排烟条件下的防排烟效果。

上述模拟研究主要集中于火灾发生车厢的烟气流动规律，且均在静态条件下进行，未考虑烟气对邻近车厢的影响和控制设施的联动。笔者基于前人研究的基础，运用FDS软件对车厢进行物理建模，采取空白对照实验研究列车中部发生火灾后的烟气扩散规律及对相邻车厢的影响，通过不同排烟措施联动下的温度、能见度分析，得到最优排烟方案。

1 计算模型与场景设定

1.1 计算模型

高速列车发生火灾的过程中空气运动与烟气的运移一般属于湍流流动，结合FDS软件提供的直接模拟和大涡模拟两种方法，采用能得到较为精确的解并且计算量较小的大涡模拟对高速列车火灾的烟气流动情况进行仿真模拟计算[10]。紊流控制方程组方程为

(1)

式中：ui,uj——速度矢量，m/s，i,j=1,2,3，…；

p——压强/Pa；

t——时间，s；

ρ——密度，kg/m3；

μ——运动黏度，m2/s；

Sij——流体应变率张量。

τij为亚格子应力，代表小涡对大涡的影响，基于Smagorinsky模型，τij具有下面的形式：

(2)

μLES为亚格子尺度的湍流黏性系数，与运动黏度量纲同为m2/s，

(3)

式中：Cs——Smagorinsky常数；

δ——滤波宽度/m。

1.2 仿真模型的建立

物理模型选取自国内某型号高速列车，建立了二等座、一等座、餐车3节车厢联合体作为研究对象，内部设施尽可能还原列车实际情况。对列车车厢主体框架及材料用量较多的部件按照实际情况建模，细小部件忽略不计。单节车厢尺寸为26 m×4 m×3 m，每节车厢均在同一侧设7个紧急逃生窗和2个车门。在保证模拟计算效率的同时最大化的还原现实条件，最终在物理模型内设置了0.5 m精细的网格，共计7 488个网格。高速列车仿真模型如图1所示。模型中1～18号探测器位置分别布置SD02～SD36，THCP02～THCP36传感器，传感器编号以偶数规律增长。

图1 高速列车车厢立体图Fig. 1 Stereo view of highspeed train carriages

1.3 仿真方案设计

1.3.1 工况设定

高速列车火灾场景在“最不利、最典型原则”的基础上结合实际设置。模拟设置一等座中部座椅发生火情，火源功率为0.5 MW，火源面积为0.6 m×0.4 m，模拟5种工况条件下的火灾蔓延情况，具体如表1所示。

表1 各类通风条件工况设置

1.3.2 监测点与切片设置

车厢内座椅间的过道为主要逃生通道，在过道位置y=2.0 m、平均人眼高度z=1.5 m位置同时设置温度、烟气浓度、能见度切片。此外，为了观测车厢内的火灾烟气变化，在靠近顶棚处z=2.9 m位置，从二等座车厢起始端开始，沿纵向每隔4.0 m布置探测器监测点，探测器序号以偶数规律增长，如(00、02、04、…)，其中，SD14～24、THCP14～24位于起火车厢内，并在紧急逃生窗中布置热电偶。

2 模拟结果与分析

2.1 车厢全封闭

在全封闭状态下发生火灾的温度切片如图2所示。烟气的运动过程大致可分为3个阶段。第1阶段为顶棚羽流阶段，由图2可以看出，在t=5 s时，此时火灾烟气由火源逐渐上升，在到达顶棚后向客室车厢两端蔓延，并在30 s时到达车厢两端；第2阶段，客室车厢两端烟气积聚，一部分回滚沉降使得客室车厢中部以上逐渐充满，另一部分烟气继续向车厢前室蔓延，火源上方随烟气不断积聚形成高温区；第3阶段，t>60 s后，烟气快速充满车厢两端前室，在两端前室与客室衔接处形成高温区。在车厢全封闭的情况下，由火灾产生的烟气层高度下降极快，在240 s时,座椅处温度超过60 ℃。

图2 车厢中部纵向温度切片 Fig. 2 Longitudinal temperature slice of middle compartment

图3为一等座车厢内顶棚温度变化趋势，温度传感器以火源点为中心呈两边对称布置，间距4 m，其中THCP18、THCP20距火源最近。由图3可知，火灾发生70 s后，车厢棚顶温度陆续超过60 ℃，火源两侧温度基本呈对称分布。

图3 车厢顶棚温度传感器数据Fig. 3 Roof temperature sensor data

2.2 车厢内两端车门开启

在工况2条件下，车厢内门开启，但车厢外门及车窗均关闭时，模拟结果如图4所示。从图4可以看出，在t=5 s时，烟气到达车厢上方并发生顶棚射流现象；在t=20 s时烟气层即下降到车厢两侧车门上沿，随后烟气沿车门上沿向外蔓延，快速向相邻车厢扩散。同时，热气流上升导致外界新鲜空气流从车门下方流入车厢内部，可能会对火源起到助燃作用，从而难以控制火势。在整个车厢范围内，烟气除在火源上方外的主要运动方式为水平流动。

图4 一等座车厢中部座椅火情烟气扩散Fig. 4 Smoke diffusion of seat fire in middle of first class carriage

人员主要逃生路径为车厢内通道，通过在一等座车厢中部座椅设置火源对车厢走廊不同时刻的烟气浓度和温度变化进行分析，还可以进一步了解车厢内烟气的分布情况。图5为车厢内不同位置烟气浓度随时间的变化，其中烟雾传感器SD18为顶棚距离火源最近处。通过分析可知，烟气关于火源基本呈对称分布，烟气浓度随时间的增长而增大，离火源越近，浓度越高；烟气浓度的增长速率随着距火源增大而放缓，车厢内不同位置的烟气浓度在前期均增长较快，在火灾发展后期趋于平缓。

图5 不同位置烟气浓度随时间的变化Fig. 5 Variation of flue gas concentration with time at different positions

图6为车厢内不同位置处烟气温度随时间的变化，其中温度传感器THCP18距离火源最近，可以看出，烟气温度分布基本与烟气浓度分布相近，都关于火源对称，烟气距火源越远温度越低。造成该现象的主要原因为火源释放的高温烟气在浮力的作用下上升至顶棚，受到车厢顶棚的阻挡而形成水平流动的顶棚射流，热量随高温烟气的流动进行传递，距离越远，延迟越大。火源正上方烟气温度最高，在360 s前可以达到79 ℃。THCP14位于车厢一端远离座椅处，可以看出距离火源越远的烟气温度越低。

图6 不同位置温度随时间的变化 Fig. 6 Temperature variation with time at different positions

2.3 顶部排烟窗与紧急逃生窗开启

保持起火车厢两侧门关闭，在车厢顶棚中心区域设置1.2 m×1.2 m的正方形排烟窗，该排烟窗在SD18烟雾探测器接受到烟雾信号10 s后自动开启，同时设置远离火源侧窗户为逃生窗，由热电偶进行监控，当温度达到50 ℃时，会自动开启。通过上述设置进行模拟。模拟过程如图7所示。

图7 车厢纵向温度切片Fig. 7 Longitudinal temperature slice of carrige

在t=16 s时，也就是在烟雾传感器响应10 s之后，顶棚排烟窗口打开；在16 s到20 s时间段内火源上方温度略有下降，说明顶棚排烟窗口打开释放了大量烟气，降低了高温烟气对车厢的热辐射作用。在t=60 s时，车厢温度持续上升，说明现在火源燃烧产生烟气的速率远大于排放量；在t=87 s时，车厢内人员将紧急逃生窗击碎；t=180 s，由于火源持续燃烧，火源附近的温度继续上升。相比门窗关闭条件，内部结构对纵向温度场影响较小，温度整体上低于全封闭条件和仅打开车厢内部逃生门的温度，温度从火源中心纵向衰减，衰减梯度并未因高温烟气从火源附近车窗溢出而高于全封闭条件。

烟雾传感器位置如图8所示，1#、2#、3#从左到右依次放置在紧急逃生窗附近。

图8 烟雾传感器位置Fig. 8 Smoke sensor locations

图9为传感器监测数据，在t=87 s左右，3条曲线均出现断崖式下降趋势，随后上升恢复至稳定值。其中2#出现反复波动，是因该点烟雾传感器靠近火源和车厢顶棚排烟窗，烟气产生和排出的速率不对等而导致了波动。打开紧急逃生窗利于人员逃生，但对排烟作用不明显。两侧同时打开甚至会因对流产生轰燃，造成二次灾害。

图9 逃生窗附近烟雾传感器监测数据 Fig. 9 Monitoring data of smoke sensor near escape windows

2.4 车厢两侧前室开启加压送风装置

加压送风装置产生的空气幕不仅能有效阻止发生火灾车厢的烟雾波及临近车厢，还能为人员逃生输送新鲜空气，创造逃生通道。依据《建筑防排烟技术规程》(DJG08—88—2006)，选择2.5 m/s送风风速在两端前室进行加压送风，在车厢顶棚开启1.2 m×1.2 m顶部自然排烟窗[9]。

在车厢两端前室打开送风装置后，车厢内纵向能见度切片对比如图10所示。前30 s内两工况烟气扩散差距不大，其中未设置前室送风装置的情况只有少量烟气溢出；当t=60 s时，未设置加压送风装置时，火灾烟气开始向下一车厢蔓延，而设置加压送风装置的工况下，烟气向车厢前室的溢散大幅减少，仅能通过车厢上方排烟窗排出，温度场基本纵向对称；短暂平衡后，配有加压送风装置的车厢中由于内部构造存在差异，火源上下游的风流受到的阻力不对等，火源上游到达火源区域的风速逐渐高于火源下游到达火源区域的风速，图中可以看到少量烟气向火源下游蔓延，造成了火源右侧烟气较多的情况，温度场纵向对称性遭到破坏。具有代表性的温度传感器数据对比如图11所示。

图10 有无加压送风装置能见度切片对比Fig. 10 Comparison of visibility slices with or without pressurized air supply device

图11 代表性温度传感器数据对比Fig. 11 Comparison of representative temperature sensors data

THCP20和THCP20*为距离火源最近的传感器，THCP24、THCP24*则位于火源下游能检测到烟气温度的最远位置。在没有打开送风装置火灾发生的前30 s内，温度基本关于纵向对称，仅在火源附近温度超过40 ℃。60 s后，顶棚温度纵向不再对称，火源上方温度超过60 ℃，火源的上下游区域温度都有所上升。在两侧前室开启加压送风装置后，两测点温度显著降低10 ℃，说明加压送风在加快烟气排出的同时也带走了部分烟气的热量，通过增加冷气流将火源附近及下游的温度降低。

2.5 前室加压送风装置配合顶棚机械排烟

机械排烟温度切片对比如图12所示。在温度切片中可以看出，火灾发生30 s后，火灾烟气逐渐向下游蔓延，在使用机械排烟装置后，对温度的改变并不明显，车厢两端烟气受前室送风装置影响，没能将影响范围扩大至其它车厢。

图12 有无机械排烟装置温度切片对比Fig. 12 Comparison of temperature slice with or without mechanical smoke exhaust device

通过图13能见度切片对比分析，在t=30 s时有机械排烟装置因火灾产生的烟气要明显小于无机械排烟装置。随着时间的增加，烟气产生的量增多，无机械排烟装置的烟气不到120 s就下降到了人眼高度以下，而有机械排烟装置的一侧自60 s后逐渐稳定，达到烟气产生速率与排烟速率的平衡，始终高于平均人眼高度(1.5 m)；在t=360 s时，平均眼高下仍有大部分区域能见度都大于10 m，此时人员疏散仅需弯腰捂住口鼻即可。前室加压送风装置与机械排烟装置的配合能有效提高火灾发生时车厢内的能见度，同时机械排烟与送风装置增强了气流流动，可以带走部分烟气热量，使得即便发生灾情，也能将车厢火源外区域的温度稳定在50 ℃左右。

图13 有无机械排烟装置能见度切片对比 Fig. 13 Comparison of visibility with or without mechanical smoke exhaust device

图14是对以上4种方案排烟窗附近的温度对比，可以看出，在使用前室加压送风装置后排送烟气的温度明显降低；在开启机械排烟后，温度降低幅度较小，说明只打开前室送风装置时，烟气热量积聚速率变慢，机械排烟可以提高排烟速率。综上，选择开启机械排烟+前室送风装置方案效果最好。

加压送风形成的空气幕与机械排烟的联合作用能够将烟气较好的控制在控烟区内，在加压送风装置的设置过程中，空气幕喷射角度对于挡烟效果十分重要。文献[11]研究表明，0°空气幕喷射角度不能有效阻挡烟气的蔓延，过大的空气幕喷射角度又会降低挡烟效果。为找到最优的喷射角度，以提高机械排烟的排烟效率，分别对0～20°角进行了测试[12]。能见度数据取靠近前室门内侧的SD24传感器，如图15所示。