綜合管廊火災(zāi)探測模擬研究

白振鵬, 李炎鋒, 李俊梅, 王致遠, 黃有波

(北京工業(yè)大學(xué)北京綠色建筑與節(jié)能技術(shù)重點實驗室，北京 100124)

由于新型公用事業(yè)系統(tǒng)的發(fā)展，城市綜合管廊已經(jīng)成為城市現(xiàn)代化的標(biāo)志[1]，它不僅能防止挖掘街道干擾交通，而且可以有效地利用街道下寶貴的地下空間. 近年來，由于城市綜合管廊卓越的性能和獨特的優(yōu)勢[2]，許多國家和地區(qū)已經(jīng)廣泛應(yīng)用綜合管廊技術(shù).

城市綜合管廊存在的主要危害包括氧氣短缺、存在有毒和含有刺激性的氣體. 為此，必須采取特別的預(yù)防措施，防止氧氣短缺和空氣污染. 綜合管廊內(nèi)若發(fā)生火災(zāi)，高溫有毒煙氣在管廊內(nèi)容易積聚，綜合管廊狹長而橫截面窄，火災(zāi)時煙氣彌漫，導(dǎo)致能見度較低，探測著火點困難，撲救不容易，火災(zāi)破壞性及危害性較大，并且火災(zāi)后恢復(fù)正常使用的時間較長，造成經(jīng)濟等重大損失. 目前綜合管廊火災(zāi)探測受到探測器探測機理和管廊結(jié)構(gòu)、環(huán)境條件的制約. 綜合管廊內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，屬于狹長空間；綜合管廊內(nèi)環(huán)境比較差，潮濕、多煙塵、存在強電磁干擾、夏季溫度比較高. 這些因素導(dǎo)致對綜合管廊內(nèi)火災(zāi)探測有更高的要求，并且狹長空間導(dǎo)致火災(zāi)探測器安裝困難. 因此，綜合管廊內(nèi)火災(zāi)探測的應(yīng)用研究具有重要的意義[3].

針對不同類別的管廊用途,需要采用不同截面形式的綜合管廊,而不同截面形式綜合管廊的火災(zāi)煙氣特性不盡相同,對于火災(zāi)探測器位置的安裝，在控制火災(zāi)煙氣方面應(yīng)確定不同的通風(fēng)風(fēng)速,并選擇采用相應(yīng)通風(fēng)設(shè)備[4].

前人已對綜合管廊發(fā)生火災(zāi)進行研究. 陳宏磊[5]研究綜合管廊內(nèi)天然氣管道泄漏引發(fā)火災(zāi)，對天然氣泄漏火災(zāi)進行數(shù)值模擬. 結(jié)果表明一個防火分區(qū)的天然氣艙內(nèi)空氣僅能支持燃燒3 min，火災(zāi)溫度可達1 300 ℃. 趙永昌等[6]研究綜合管廊電力艙室內(nèi)火災(zāi)初期溫度場特征，通過改變汽油盤的大小改變火源功率，得到煙氣溫度與距離的衰減經(jīng)驗公式. 王方舜[7]對管廊電纜火災(zāi)發(fā)展過程運用計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模擬，分析防火分區(qū)間距對火災(zāi)的影響，得到不同工況下的管廊內(nèi)熱釋放速率、管廊內(nèi)溫度分布、管廊內(nèi)煙氣擴散及一氧化碳濃度分布等情況.

馮彥妮[8]運用加速遺傳算法，借助 MATLAB計算平臺編程，合理設(shè)計綜合管廊橫斷面，分析管廊內(nèi)管線相容性，計算管廊內(nèi)管線間的安全距離，優(yōu)化管廊橫斷面布局方案. 孫偉俊[9]通過FDS軟件模擬電力艙室電纜火災(zāi)，分析艙室內(nèi)火災(zāi)自動滅火系統(tǒng)對電纜火災(zāi)危險的控制作用. 胡敏華[10]采用甲烷模擬共同管溝中天然氣管道的微小泄漏,分析甲烷的泄漏量和模型的斷面寬度對縱向布置的探頭報警時間的影響，最終得出報警響應(yīng)時間的經(jīng)驗公式. 王雪梅[11]以天然氣獨立艙室內(nèi)天然氣體積分數(shù)1%為報警限度，研究了不同因素對獨立艙報警時間的影響. 結(jié)果表明，風(fēng)速變化對遠端測點的報警時間影響不大，報警時間都在5 s以內(nèi). 郝冠宇[12]利用火災(zāi)模擬軟件(fire dynanics simulator，F(xiàn)DS)對綜合管廊模擬，得到火災(zāi)期間火勢發(fā)展、煙氣擴散和溫度變化，并模擬分析排風(fēng)口風(fēng)速、誘導(dǎo)風(fēng)機以及通風(fēng)口位置形式等因素對排煙效果的影響. 由前人研究可知，利用FDS模擬管廊火災(zāi)比較普遍，但對于管廊火災(zāi)探測的應(yīng)用研究尚少.

在綜合管廊中，由于火災(zāi)發(fā)生的不確定性，在綜合管廊頂部安裝火災(zāi)探測系統(tǒng)已經(jīng)引起研究者的極大關(guān)注. 然而，由于缺乏對這些城市綜合管廊在現(xiàn)場條件下的可行性和適應(yīng)性的調(diào)查，一些標(biāo)準(zhǔn)尚未更新[13]. 因此，需要進一步研究火災(zāi)探測器在綜合管廊內(nèi)布置的位置，不同管廊斷面形式對火災(zāi)探測器位置布置的影響，提出包括綜合管廊高度、寬度和風(fēng)速在內(nèi)的火源熱能換算系數(shù)概念，分析換算系數(shù)對煙氣層厚度的影響. 結(jié)果表明，火災(zāi)探測器可以安裝在綜合管廊頂部，間距小于5.00 m. 火源熱能換算系數(shù)隨著管廊當(dāng)量直徑的增加而增加. 研究結(jié)果對綜合管廊中火災(zāi)探測器的安裝應(yīng)用具有指導(dǎo)意義.

1 管廊內(nèi)火災(zāi)探測數(shù)學(xué)模型

綜合管廊內(nèi)火災(zāi)探測的研究，首先，計算火源的熱能. 其次，根據(jù)管廊的不同高度和寬度，計算火源燃燒產(chǎn)生的煙氣溫度和煙氣層厚度. 為便于計算高溫?zé)煔鈱雍穸?，提出高溫?zé)煔鈱雍穸热Q于火源熱能換算系數(shù)的表達式. 再次，利用FDS模擬計算得到管廊內(nèi)的煙氣溫度和煙氣層厚度，得到煙氣溫度和煙氣層厚度的火源熱能換算系數(shù). 最后，與前人的實驗結(jié)果對比，驗證該數(shù)學(xué)模型在管廊火災(zāi)探測中應(yīng)用的正確性及可靠性.

在綜合管廊中進行火災(zāi)模擬時，火源燃料為已知的液體燃料,固定管廊的幾何參數(shù)，從模擬結(jié)果中計算得到煙氣層厚度等參數(shù). 采用液體燃料的燃燒能量是已知的，則燃燒可以用燃料損失量的函數(shù)表示，即

(1)

式中：E為熱能，kJ;k為系數(shù)，kg/s;G(t)為燃料質(zhì)量損失;t為時間，s;Tn為燃燒時間，s.

為更好地計算出火源的熱能，假設(shè)如下：1) 火源所有熱能均可達到綜合管廊頂棚. 綜合管廊頂棚和壁面熱量釋放忽略. 2) 綜合管廊中一定距離內(nèi)的溫度均勻分布，綜合管廊斷面的溫度分布均勻. 3) 隨著燃料的燃燒，煙氣層保持恒定的厚度. 因此，熱能用

(2)

表示[14]. 式中：E′為熱能，kJ；β為系數(shù);ΔZ為溫度測量的距離分辨率;Nj=(lc-ls)/ΔZ,其中l(wèi)c-ls為煙氣高溫層長度，m；θi-θ0為環(huán)境溫度升高值，K；D為高溫?zé)煔鈱雍穸?，m;W′為高溫?zé)煔鈱訉挾?，m.

高溫?zé)煔鈱拥暮穸菵取決于綜合管廊高度H、寬度W和風(fēng)速U，管廊高度H、寬度W和風(fēng)速U均包含在火源熱能換算系數(shù)α(H,W,U)中，則式(2)可以用

E′=α(H,W,U)θsum

(3)

從式(1)(3)可知，火源熱能換算系數(shù)如

(4)

所示[14]. 火源中的熱量形成一個小的高溫?zé)煔鈱? 火源熱釋放值Q用

(5)

表示[14]. 式中Q為火源熱釋放值，kW.

(6)

式中：S為管廊截面面積，S=HW,m2；P為管廊截面的周長，P=2(H+W)，m.

2 綜合管廊火災(zāi)模擬

火災(zāi)研究中，F(xiàn)DS軟件由美國國家技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究所研發(fā)[16]. FDS軟件經(jīng)過了大量的全尺寸實驗驗證，可信度較高，適用于研究隧道、管廊等狹長通道問題[17].

2.1 火災(zāi)工況描述

在本文模擬管廊計算中，應(yīng)用FDS軟件模擬不同寬度或高度的火災(zāi)情況. 由于實際應(yīng)用中的火災(zāi)探測器間距不大于6.00 m[18]，并為了與前人實驗進行對比，因此，選取實際大小尺寸的綜合管廊中的一段10.00 m長度進行模擬研究. 選定的模擬計算模型如圖1所示.

為計算數(shù)學(xué)模型中換算系數(shù)α(H,W,U)，采用不同高度和寬度的綜合管廊分別進行了火災(zāi)工況研究. 管廊墻壁材料為石膏板，綜合管廊長10.00 m. 火災(zāi)模擬工況中火源為正庚烷，燃燒熱4 806.60 kJ/mol. 火源距離一端出口為4.00 m，距離另一端出口為6.00 m. 通過分別固定管廊寬度W(或高度H)為1.80 m，改變管廊高度H(或?qū)挾萕)分別為1.40、1.80、2.20、2.60 m進行了一系列的模擬工況研究.

2.2 邊界條件及網(wǎng)格劃分

綜合管廊內(nèi)環(huán)境溫度在20～29℃，相對濕度在49%～85%. 出入口設(shè)定為自由邊界條件，外部的壓力是標(biāo)準(zhǔn)大氣壓[17]. 模擬中網(wǎng)格劃分的依據(jù)是按FDS中推薦的網(wǎng)格設(shè)定的原則[19]. 李俊梅等[20]按FDS中推薦的網(wǎng)格劃分，進行了大坡度隧道臨界風(fēng)速的數(shù)值模擬和實驗研究，結(jié)果表明數(shù)值模擬和模型實驗結(jié)果具有一致性，此網(wǎng)格劃分方法具有較高的可信性. 本文中網(wǎng)格劃分數(shù)量為120萬，綜合管廊中部火源重點部位的網(wǎng)格尺寸為0.10 m×0.10 m×0.10 m，滿足FDS軟件計算火災(zāi)的精度要求[21].

3 結(jié)果與討論

針對不同幾何形狀的管廊，采用數(shù)值模擬，可以得到頂棚溫度變化特性和管廊內(nèi)煙氣層厚度D，進而確定火源位置. 確定管廊中火源的熱釋放值，通過計算管廊火源熱能換算系數(shù)與熱釋放值之間的關(guān)系，可以評價火源熱釋放的時間. 研究不同橫截面形式的管廊，進而轉(zhuǎn)化為研究其當(dāng)量直徑與火源熱能換算系數(shù)的關(guān)系.

3.1 頂棚溫度變化特性

圖2所示為綜合管廊寬度與高度均為1.80 m時，數(shù)值模擬計算的綜合管廊頂棚溫度分布結(jié)果. 即距離火源位置為1.00、2.00、3.00、4.00、5.00和6.00 m處頂棚計算溫度隨時間變化值. 隨著燃料的燃燒，在點燃1 200 s后，頂棚溫度達到最大值，距離火源位置6.00 m處溫度大于360 ℃. 隨著距火源位置距離的逐漸增加，頂棚熱煙氣溫度達到最大值的時間隨著距離火源的位置增加而延長. 這表明該模擬計算模型可以用來解釋綜合管廊模型內(nèi)火災(zāi)蔓延的行為. 由于綜合管廊模型中的溫度模擬計算值，隨距離火源位置的距離發(fā)生變化，這表示該模擬計算工況可以從火源點燃的溫度分布數(shù)據(jù)中找到火源位置. 因此，該模擬工況對綜合管廊火災(zāi)的計算是有效的.

圖3表示綜合管廊頂棚中間縱斷面的溫度分布，每一條曲線代表燃料燃燒后在給定時間的溫度分布. 由圖3可知，隨著時間的推移，高溫?zé)煔鈱酉蜷_口端擴散，熱煙氣從管廊開口處流出. 在綜合管廊頂棚為平頂時，高溫?zé)煔鈱拥臏囟仍诰C合管廊斷面內(nèi)分布均勻. 燃燒時間25 s，火源位置(x=4.00 m)正上方溫度339 K，距離火源位置5.00 m處(x=9.00 m)的綜合管廊頂棚一側(cè)的溫度為318.80 K. 結(jié)合安裝探測器經(jīng)濟性，火災(zāi)探測器宜安裝距離火源位置5 m以內(nèi)，這與Park[18]提出的火災(zāi)探測器的安裝位置宜在靠近火源中心位置6.00 m以內(nèi)相一致. 因此，管廊火災(zāi)探測器安裝間距5.00 m，則在著火25 s后報警.

研究綜合管廊頂棚中間部位平均溫度隨時間的變化. 圖4表示綜合管廊頂棚平均溫度數(shù)值模擬計算結(jié)果. 結(jié)果表明，在綜合管廊寬度小于3.00 m時，頂棚的平均溫度呈現(xiàn)先增加、后降低的趨勢. 在燃燒進行85 s前，頂棚的平均溫度急劇增加. 在燃燒305 s時，頂棚的平均溫度達到最大值，之后隨著時間的推移而呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢. 這是由于火源位置處燃料的燃燒，開始85 s內(nèi)釋放的熱量急劇增加，在85～305 s處于穩(wěn)定燃燒階段，在305 s之后，燃料的燃燒逐漸熄滅.

3.2 管廊寬度或高度的影響

固定綜合管廊寬度為1.80 m時，由數(shù)值模擬得到的高溫?zé)峥諝鈱拥暮穸群蜔煔鈱拥暮穸?

圖5表示煙氣層厚度與管廊當(dāng)量直徑的關(guān)系. 煙氣層厚度隨著綜合管廊高度的增加而增加，煙氣層的厚度與熱空氣厚度基本一致. 在管廊寬度為1.00～3.00 m時，隨著管廊寬度的增加，熱空氣層厚度和煙氣層的厚度均逐漸增加. 熱空氣層的厚度小于煙氣層的厚度，這是由于高溫?zé)煔馐艿礁∩Φ扔绊懀瑹煔庀蛏线\動，熱空氣層阻止煙氣上升，但由于煙氣的卷吸作用，熱空氣層與煙氣進行混合，使得煙氣的溫度逐漸上升，而熱空氣層受到破壞溫度降低.

固定綜合管廊高度為1.80 m，綜合管廊寬度改變，得到如圖6所示的結(jié)果. 這揭示了熱空氣層厚度和煙氣層厚度彼此之間隨著綜合管廊當(dāng)量直徑變化的情況. 當(dāng)管廊寬度為2.60 m時，即管廊當(dāng)量直徑為2.13 m，可以看出，熱空氣層厚度和煙氣層厚度降到最低，熱空氣厚度為0.25 m，煙氣層厚度為0.23 m.

固定管廊寬度為1.80 m，圖7表示了熱空氣層厚度與火源距離的關(guān)系. 從距離火源2.00～4.00 m，選取1.40、1.80、2.20、2.60 m共4個高度值. 結(jié)果表明，選定的4個不同的綜合管廊高度，熱空氣層厚度均隨著綜合管廊高度的增加而逐漸增加，熱空氣層厚度大于0.20 m.

本文研究的煙氣層厚度和熱空氣厚度是建立在前人研究煙氣層和熱空氣層基礎(chǔ)之上的. 游宇航等[22]進行了全尺寸實驗，研究了夏季大空間熱空氣層對火災(zāi)煙流的影響，結(jié)果表明熱空氣層可以降低頂棚附近溫度. 胡隆華[23]采用現(xiàn)場模擬火災(zāi)實驗方法，研究了不同縱向通風(fēng)速率下，公路隧道火災(zāi)煙氣溫度以及煙氣層化高度，結(jié)果表明較小縱向風(fēng)不影響煙氣層在隧道頂部層化現(xiàn)象. 本文研究得出的熱空氣層厚度及煙氣層厚度變化規(guī)律，與前人的研究結(jié)果一致，這表明該數(shù)值模擬工況對煙氣層和熱空氣層的計算是有效的. 由圖5～7可知，采用的假設(shè)2)和3)是合理的.

3.3 火源熱能換算系數(shù)

為了確定火源熱能換算系數(shù)，計算了管廊內(nèi)熱空氣區(qū)域內(nèi)溫度上升的總和. 固定管廊寬度為1.80 m，由式(3)得到燃料損失g(t)計算的總和與熱能E之間的關(guān)系，如圖8所示. 管廊高度越高，燃料轉(zhuǎn)換的程度就越大，火源的熱能換算系數(shù)越大. 這是由于管廊高度增加，煙氣層或熱空氣層厚度增大，煙氣熱擴散體積變大. 當(dāng)固定管廊高度、改變寬度時，得到相似的結(jié)果. 管廊越寬，火源熱能換算系數(shù)越大. 然而，由于熱空氣層厚度或高溫?zé)煔鈱拥暮穸葲]有顯著變化，火源的熱能換算系數(shù)受綜合管廊高度的影響比受到綜合管廊寬度的影響要大.

火源的熱能換算系數(shù)由式(4)計算得到. 圖9為火源熱能換算系數(shù)與管廊當(dāng)量直徑的關(guān)系. 采用2種模擬工況：一種是固定的管廊寬度W=1.80 m，計算管廊高度改變時的火源熱能換算系數(shù)；另一種是固定管廊高度H=1.80 m，計算綜合管廊寬度W改變時的火源熱能換算系數(shù). 隨著當(dāng)量直徑的增加，火源的熱能換算系數(shù)逐漸增加. 這是由于火源燃料的熱轉(zhuǎn)換程度變大，煙氣熱擴散體積變大.

3.4 數(shù)值模擬驗證

為了驗證綜合管廊火災(zāi)探測模擬結(jié)果，計算火源熱能換算系統(tǒng)的可靠性，采用與Ishii等[14]的綜合管廊火災(zāi)實驗進行對比分析.

Ishii等[14]選擇10 m長管廊，固定管廊寬度(高度)為1.82 m，分別改變高度(寬度)范圍為1.35～2.7 m，利用庚烷作為火源，測量出沿光纖火災(zāi)探測器的溫度，計算得到火源熱能換算系數(shù). 圖10為模擬結(jié)果計算的火源熱能換算系數(shù)與Ishii等[14]的實驗計算結(jié)果的比較，二者變化趨勢基本一致. 結(jié)果表明，固定管廊寬度1.80 m，隨著管廊當(dāng)量直徑的增加，模擬計算值得出的火源熱能換算系數(shù)逐漸由2.87 kJ/(K·m)增加至4.87 kJ/(K·m). 同理，固定管廊高度1.80 m，隨著管廊當(dāng)量直徑增加，火源熱能換算系數(shù)由2.26 kJ/(K·m)增加至7.53 kJ/(K·m). 火源熱能換算計算固定管廊高度時的數(shù)值大于固定管廊寬度時的數(shù)值. 管廊數(shù)值模擬結(jié)果計算得到的火源熱能換算系數(shù)具有可靠性.

4 結(jié)論

1) 綜合管廊火災(zāi)探測器宜安裝在距離火源中心位置5.00 m以內(nèi). 綜合管廊頂棚平均溫差變化在5 ℃以內(nèi)，可以確定10.00 m長的綜合管廊，火災(zāi)探測器在30 s內(nèi)依據(jù)得到的溫度數(shù)據(jù)確定火源位置. 本文中火災(zāi)探測器的安裝間距僅適用于管廊截面的寬度(高度)變化范圍在1.40～2.60 m，對于其他截面形式的管廊，探測器的安裝間距需進一步的研究.

2) 對于綜合管廊內(nèi)火災(zāi)，綜合管廊內(nèi)煙氣層的厚度與熱空氣厚度變化一致，并且高溫?zé)煔鈱雍穸扰c熱空氣層厚度均隨著綜合管廊高度的增加而增加.

3) 綜合管廊內(nèi)火源的熱釋放值與頂棚下方煙氣層溫度之間存在著恒定的函數(shù)關(guān)系. 這種關(guān)系取決于該綜合管廊的火源熱能換算系數(shù)，即包括綜合管廊內(nèi)的寬度、高度和風(fēng)速等因素.