霍巖，鄒高萬，李樹聲，郜冶

(哈爾濱工程大學(xué)航天與建筑工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

高層建筑玻璃幕墻、樓梯井等豎直通道內(nèi)火災(zāi)中，很容易由于火源的自然引射空氣來流而引發(fā)旋轉(zhuǎn)火焰［1］，并且通道空間的開口通風(fēng)情況會對旋轉(zhuǎn)火焰的生成、維持和潰滅過程產(chǎn)生影響［2］。Chow等［3-5］通過實驗證明了具有單側(cè)和雙側(cè)開縫的豎直通道內(nèi)可在開縫寬度與火源滿足一定關(guān)系的條件下靠火焰的自然引射空氣流而形成旋轉(zhuǎn)火焰。然而，以往的研究都是基于豎通道的側(cè)開縫自下至上寬度始終保持一致的情況，但是在建筑火災(zāi)等實際情況中，通道的側(cè)開縫寬度自下至上可能是非均勻的，因而會對通道內(nèi)旋轉(zhuǎn)火焰及其熱流場產(chǎn)生不同的影響，本文在確定可形成旋轉(zhuǎn)火焰的單側(cè)開縫豎直通道環(huán)境前提下，研究在通道壁面?zhèn)乳_縫部分受限條件下的旋轉(zhuǎn)熱流場。所得結(jié)論對于深入理解有限開口空間內(nèi)的旋轉(zhuǎn)火焰特性及與邊界條件的關(guān)系有一定意義。

1 單側(cè)開縫豎直通道內(nèi)熱流場實驗

1.1 實驗裝置

如圖1所示，實驗豎直通道內(nèi)部空間尺寸為:長2.1 m(X)，寬 2.1 m(Y)，高 9.0 m(Z)。豎直通道由木框搭建外罩白鐵皮，前端鑲嵌玻璃觀察窗。通道頂端豎向開口自然開放。通道的一側(cè)壁面有一寬度d可調(diào)的縫隙，可使通道內(nèi)火焰發(fā)生旋轉(zhuǎn)［4］。在通道中心軸線上設(shè)置溫度測點M1～M8(圖1(b))。

圖1 豎直通道實驗裝置示意圖Fig.1 Experimental apparatus of vertical shaft

實驗豎直通道的最底部中心地面放置一直徑為0.46 m的圓型液體燃料池，池邊沿高0.15 m。每條次實驗燃料用量均為3L 90#汽油。在整個實驗過程中，外界環(huán)境溫度保持在19～20℃波動。

1.2 實驗結(jié)果與分析

圖2為不同的側(cè)開縫寬度下，自通道內(nèi)燃料被點燃后至旋轉(zhuǎn)火焰形成所需用的時間ts。

圖2 不同開縫寬度下旋轉(zhuǎn)火焰的開始時間和燃料燃盡時間Fig.2 Begin time and burning time with different gap widths

由圖2可以看出，在開縫寬度為0.3～0.7 m時形成旋轉(zhuǎn)火焰的速度最快，而在開縫寬度太小和太大時均不利于旋轉(zhuǎn)火焰的形成。圖2中同時給出了在不同側(cè)開縫寬度下，等量液體燃料被燃盡所需時間tb，可以看出，在側(cè)開縫寬度d接近0.5 m時所需的燃燒時間最少，這說明此時燃料的燃燒速率最高，也間接說明此時火焰的旋轉(zhuǎn)程度相對最為劇烈。

2 單側(cè)開縫豎直通道熱流場數(shù)值模擬

2.1 模型構(gòu)建

火災(zāi)產(chǎn)生的流場屬于多組分、有粘、浮力驅(qū)動的弱可壓流動。適用于這種流體的模型方程組及基于大渦模擬技術(shù)的計算方法在文獻(xiàn)［6-7］中有詳細(xì)推導(dǎo)，在此不再詳述，僅介紹計算過程中的相關(guān)邊界條件參數(shù)和網(wǎng)格設(shè)置。

根據(jù)實驗所用燃料熱值、在形成旋轉(zhuǎn)火焰時的燃速、實驗環(huán)境以及實驗通道所用材料屬性情況，在數(shù)值模擬中，設(shè)置火源單位面積的熱釋放率為2 500 kW;白鐵皮邊界參數(shù)設(shè)置為:密度 7.8×103kg/m3、比熱1.21 kJ/(kg·K)、導(dǎo)熱系數(shù) 80 W/(m·K);通道前側(cè)玻璃邊界參數(shù)設(shè)置為:密度2 700 kg/m3、比熱0.84 kJ/(kg·K)、導(dǎo)熱系數(shù)0.76 W/(m·K);初始環(huán)境溫度設(shè)置為20℃，壓強為1個大氣壓;假設(shè)壁面無滑移，壁面的導(dǎo)熱按一維導(dǎo)熱處理。

數(shù)值模擬的網(wǎng)格選擇根據(jù)無量綱表達(dá)式D*/δl來確定，其中D*為火焰特征直徑，δl為網(wǎng)格尺寸，D*/δl可視為跨越火焰特征直徑的網(wǎng)格個數(shù)，同時，D*/δl值在 4～16 時可得到有效的結(jié)果［8］。D*的表達(dá)式為

式中，為火源熱釋放率，ρ∞為環(huán)境空氣密度，CP為環(huán)境空氣比熱，T∞為環(huán)境空氣溫度。根據(jù)實驗條件，計算可得D*=0.68 m。若要能捕捉到火羽流的信息，特征直徑至少覆蓋10個網(wǎng)格［9］，則要求網(wǎng)格尺寸約為0.068 m。在平衡計算機性能和計算所需時間的基礎(chǔ)上，選取立方體網(wǎng)格尺寸為0.05 m，從而有D*/δl=13.6，在可取得有效結(jié)果范圍之內(nèi)。

2.2 數(shù)學(xué)模型有效性驗證

在豎直通道側(cè)開縫寬度d為0.7 m時，流場的擾動較大，穩(wěn)定性較差，此時流場準(zhǔn)確模擬的難度最大。取熱流場達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時中心軸線上各高度測點處30 s的溫度實驗測量數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果，并采用Euclidean函數(shù)分析方法［10］計算實驗測量值和數(shù)值模擬結(jié)果之間的模與余弦值，以對兩者進(jìn)行定量對比分析，結(jié)果如圖3所示。由圖中可以看出，溫度實驗測量值和模擬值在通道上部符合的較好，而在通道底部火源附近偏差稍大。這是由于在實驗過程中，火源處發(fā)生復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)，并且熱釋放率的值不穩(wěn)定的原因。鑒于旋轉(zhuǎn)火焰熱流場的復(fù)雜性，盡管數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果在個別位置處存在一定的偏差，但從總體來講，偏差均在可接受范圍內(nèi)，而且，模擬結(jié)果足以表現(xiàn)出與實驗結(jié)果一致的熱流場分布規(guī)律，表明所采用的數(shù)學(xué)模型以及對相關(guān)邊界條件的設(shè)置在一定程度上可以預(yù)測該豎直通道內(nèi)的熱流場。

圖3 溫度的實驗測量值與數(shù)值模擬結(jié)果對比Fig.3 Temperature comparison between experimental and numerical results

2.3 不均勻開縫寬度的數(shù)值模擬

將4～9 m高度處的側(cè)開縫寬度保持為0.15 m，只改變4 m高度以下側(cè)開縫寬度，如圖4所示。通道側(cè)開縫上部被固定后，相當(dāng)于通道側(cè)開縫寬度在4 m高度以上有個收縮，根據(jù)實驗結(jié)果，可以確定在本實驗豎直通道結(jié)構(gòu)與火源環(huán)境下，側(cè)開縫寬度d為0.3～0.7 m時所形成的旋轉(zhuǎn)火焰最為劇烈，因此，若將側(cè)開縫下部寬度d為 0.3、0.5、0.7 m 時，側(cè)開縫上側(cè)收縮幅度分別約50%、70%和80%。

上側(cè)開縫寬度限制為0.15 m時，4 m高度以下的側(cè)開縫寬度d分別為 0.3、0.5、0.7 m 時通道內(nèi)流場流線圖如圖5所示。由圖可見，盡管側(cè)開縫上側(cè)寬度有一定幅度的收縮，通道內(nèi)仍可以形成旋轉(zhuǎn)流場。

圖6給出了過豎直通道的中心截面(Y=0)，沿X軸的正方向在X=0.1 m處的上側(cè)開縫受限與側(cè)開縫寬度保持一致時的平均切向速度之差ΔV隨高度的變化規(guī)律。從圖中可以看出，底部區(qū)域的速度差ΔV為正，說明上部開縫受限后，底部的切向速度增大;隨著高度增加，ΔV逐漸減少，底部開縫寬度d=0.5，0.7 m 時的 ΔV值均降到負(fù)值，在側(cè)開縫寬度發(fā)生突變的附近高度降到最低值，這說明在上部開縫受限后，會降低開縫寬度發(fā)生突變的附近區(qū)域切向速度;達(dá)到上部開縫寬度為0.15 m區(qū)域后，ΔV值逐漸增大，在通道最上部區(qū)域，ΔV值接近0。

圖4 側(cè)開縫寬度不一致的豎直通道示意圖Fig.4 Schematic of vertical shaft with inconsistent gap width

圖5 不同開縫寬度的流線圖Fig.5 Streamlines at different gap widths

圖6 X=0.1 m處的平均切向速度差Fig.6 Average tangential velocity against height at X=0.1 m

若定義無量綱量ζ為流場的同一位置處平均切向速度與平均軸向速度之比，則在不同側(cè)開縫寬度條件下，豎直通道的中截面上X=0.1 m處的ζ隨高度的變化規(guī)律如圖7所示。由圖中可以看出，與整個開縫寬度保持一致時相比，在側(cè)開縫上部寬度受限后，ζ值在底部區(qū)域變大，在開縫寬度發(fā)生變化的4 m高度附近，ζ值降低，在4 m高度以上，ζ值又會有一定程度的升高。由于切向速度是決定旋轉(zhuǎn)力大小的重要參數(shù)，而軸向速度主要靠浮力來產(chǎn)生，因此圖7結(jié)果可以間接說明在4 m高度以上開縫受限后，旋轉(zhuǎn)力與上升浮力之間的關(guān)系也受到影響，而限制側(cè)開縫的寬度會增大遠(yuǎn)離開縫發(fā)生突變區(qū)域旋轉(zhuǎn)力相對浮力對流場的作用，而在開縫發(fā)生突變的附近區(qū)域，旋轉(zhuǎn)力較浮力對流場作用程度降低。

圖7 X=0.1 m 處的ζ隨高度的變化Fig.7 ζ against height at X=0.1 m

圖8～10為不同的側(cè)開縫寬度條件下，高度Z=0.8 m的橫截面處側(cè)開縫寬度一致和上部寬度受限時的壓力等值線圖。由圖可見，在相同高度處，無論側(cè)開縫寬度是否被限制，均有可形成旋轉(zhuǎn)的良好壓力梯度，但旋轉(zhuǎn)中心的位置所有不同。當(dāng)4 m高度以上側(cè)開縫寬度為0.15 m時，旋轉(zhuǎn)中心向Y軸正方向偏移。

圖8 開縫寬度d=0.3 m時Z=0.8 m 的壓力等值線圖Fig.8 Pressure distribution at Z=0.8 m with d=0.3 m

圖9 開縫寬度d=0.5 m時Z=0.8 m 的壓力等值線圖Fig.9 Pressure distribution at Z=0.8 m with d=0.5 m

圖10 開縫寬度d=0.7 m時Z=0.8 m的壓力等值線圖Fig.10 Pressure distribution at Z=0.8 m with d=0.7 m

圖 11～13 分別為d為 0.3、0.5、0.7 m 時，側(cè)開縫受限前后，側(cè)開縫處的U速度等值線分布情況，速度值U為正表示氣流由外界流入通道，而速度值U為負(fù)表示氣流由通道內(nèi)向外界流出。通過比較后可以看出，側(cè)開縫受限前后結(jié)果有類似之處，U速度均在開縫靠近通道前端壁面一側(cè)的流速最大，流速的分布均類似豎條型，并且均在側(cè)開縫的下部流速較大，而且隨著高度的增大流速逐漸減小。不同的是，通道上部開縫受限后，在通道4 m高度以下相同位置處的流速較通道開縫上下一致時稍高，并且在靠近前端壁面一側(cè)處，流進(jìn)通道的流速不再隨著開口寬度的增加而減小，而是隨著開縫寬度的增加而增加。另外，通道上部開縫受限后，由開縫處流出通道雖然仍主要發(fā)生在開縫頂端靠近前端壁面一側(cè)，但中性面的傾斜角度減少，近似水平，而且高度比開縫寬度一致時較低，并且中性面高度隨著4 m高度以下側(cè)開縫寬度的增加而降低。

圖11 d=0.3 m時側(cè)開縫處的U速度等值線圖(單位:m·s－1)Fig.11 U-velocity distribution at corner gap(unit:m·s－1)

圖12 d=0.5 m時側(cè)開縫處的U速度等值線圖(單位:m·s－1)Fig.12 U-velocity distribution at corner gap(unit:m·s－1)

圖13 d=0.7 m時側(cè)開縫處的U速度等值線圖(單位:m·s－1)Fig.13 U-velocity distribution at corner gap(unit:m·s－1)

3 結(jié)論

根據(jù)實驗結(jié)果確定的可形成旋轉(zhuǎn)火焰的側(cè)開縫寬度范圍和數(shù)值模擬方法，對典型開縫寬度條件下的旋轉(zhuǎn)熱流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，并研究了只改變4 m高度以下開縫寬度并將4～9 m高度側(cè)開縫寬度限制為0.15 m時通道內(nèi)的熱流場，通過對結(jié)果進(jìn)行比較分析得到:

1)側(cè)開縫上部寬度受限后，通道內(nèi)仍可以形成旋轉(zhuǎn)流場，相比未受限情況，通道底部相同位置處的切向速度會增大，旋轉(zhuǎn)力對流場的作用較浮力增大，并使旋轉(zhuǎn)中心偏移，而在開縫寬度發(fā)生突變的高度附近區(qū)域切向速度會減小，旋轉(zhuǎn)減弱。

2)側(cè)開縫上部寬度受限后，由開縫處流出通道雖然仍主要發(fā)生在開縫頂端靠近前端壁面一側(cè)，但較開縫寬度未受限時的中性面傾斜角度減少至幾乎為零，而且中性面高度也降低。

3)側(cè)開縫上部寬度受限后，在靠近前端壁面一側(cè)處，流進(jìn)通道的流速不再隨著開口寬度的增加而降低，而是隨著開縫寬度的增加而增加。

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