白振鵬, 李炎鋒, 李俊梅, 王致遠(yuǎn), 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(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(lái)，由于城市綜合管廊卓越的性能和獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)[2]，許多國(guó)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(zhǎng)而橫截面窄，火災(zāi)時(shí)煙氣彌漫，導(dǎo)致能見(jiàn)度較低，探測(cè)著火點(diǎn)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(shí)間較長(zhǎng)，造成經(jīng)濟(jì)等重大損失. 目前綜合管廊火災(zāi)探測(cè)受到探測(cè)器探測(cè)機(jī)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(zhǎng)空間；綜合管廊內(nèi)環(huán)境比較差，潮濕、多煙塵、存在強(qiáng)電磁干擾、夏季溫度比較高. 這些因素導(dǎo)致對(duì)綜合管廊內(nèi)火災(zāi)探測(cè)有更高的要求，并且狹長(zhǎng)空間導(dǎo)致火災(zāi)探測(cè)器安裝困難. 因此，綜合管廊內(nèi)火災(zāi)探測(cè)的應(yīng)用研究具有重要的意義[3].

針對(duì)不同類(lèi)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(duì)于火災(zāi)探測(cè)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(duì)綜合管廊發(fā)生火災(zāi)進(jìn)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(duì)天然氣泄漏火災(zāi)進(jìn)行數(shù)值模擬. 結(jié)果表明一個(gè)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(dá)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(chǎng)特征，通過(guò)改變汽油盤(pán)的大小改變火源功率，得到煙氣溫度與距離的衰減經(jīng)驗(yàn)公式. 王方舜[7]對(duì)管廊電纜火災(zāi)發(fā)展過(guò)程運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模擬，分析防火分區(qū)間距對(duì)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(kuò)散及一氧化碳濃度分布等情況.

馮彥妮[8]運(yùn)用加速遺傳算法，借助 MATLAB計(jì)算平臺(tái)編程，合理設(shè)計(jì)綜合管廊橫斷面，分析管廊內(nèi)管線相容性，計(jì)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(guò)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(dòng)滅火系統(tǒng)對(duì)電纜火災(zāi)危險(xiǎn)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(duì)縱向布置的探頭報(bào)警時(shí)間的影響，最終得出報(bào)警響應(yīng)時(shí)間的經(jīng)驗(yàn)公式. 王雪梅[11]以天然氣獨(dú)立艙室內(nèi)天然氣體積分?jǐn)?shù)1%為報(bào)警限度，研究了不同因素對(duì)獨(dú)立艙報(bào)警時(shí)間的影響. 結(jié)果表明，風(fēng)速變化對(duì)遠(yuǎn)端測(cè)點(diǎn)的報(bào)警時(shí)間影響不大，報(bào)警時(shí)間都在5 s以?xún)?nèi). 郝冠宇[12]利用火災(zāi)模擬軟件(fire dynanics simulator，F(xiàn)DS)對(duì)綜合管廊模擬，得到火災(zāi)期間火勢(shì)發(fā)展、煙氣擴(kuò)散和溫度變化，并模擬分析排風(fēng)口風(fēng)速、誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)以及通風(fēng)口位置形式等因素對(duì)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(duì)于管廊火災(zāi)探測(cè)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(cè)系統(tǒng)已經(jīng)引起研究者的極大關(guān)注. 然而，由于缺乏對(duì)這些城市綜合管廊在現(xiàn)場(chǎng)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(jìn)一步研究火災(zāi)探測(cè)器在綜合管廊內(nèi)布置的位置，不同管廊斷面形式對(duì)火災(zāi)探測(cè)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(duì)煙氣層厚度的影響. 結(jié)果表明，火災(zāi)探測(cè)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(duì)綜合管廊中火災(zāi)探測(cè)器的安裝應(yīng)用具有指導(dǎo)意義.

1 管廊內(nèi)火災(zāi)探測(cè)數(shù)學(xué)模型

綜合管廊內(nèi)火災(zāi)探測(cè)的研究，首先，計(jì)算火源的熱能. 其次，根據(jù)管廊的不同高度和寬度，計(jì)算火源燃燒產(chǎn)生的煙氣溫度和煙氣層厚度. 為便于計(jì)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(dá)式. 再次，利用FDS模擬計(jì)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(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證該數(shù)學(xué)模型在管廊火災(zāi)探測(cè)中應(yīng)用的正確性及可靠性.

在綜合管廊中進(jìn)行火災(zāi)模擬時(shí)，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(jì)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(shí)間，s;Tn為燃燒時(shí)間，s.

為更好地計(jì)算出火源的熱能，假設(shè)如下：1) 火源所有熱能均可達(dá)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(cè)量的距離分辨率;Nj=(lc-ls)/ΔZ,其中l(wèi)c-ls為煙氣高溫層長(zhǎng)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(gè)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(zhǎng)，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(guó)國(guó)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(guò)了大量的全尺寸實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，可信度較高，適用于研究隧道、管廊等狹長(zhǎng)通道問(wèn)題[17].

2.1 火災(zāi)工況描述

在本文模擬管廊計(jì)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(shí)際應(yīng)用中的火災(zāi)探測(cè)器間距不大于6.00 m[18]，并為了與前人實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，因此，選取實(shí)際大小尺寸的綜合管廊中的一段10.00 m長(zhǎng)度進(jìn)行模擬研究. 選定的模擬計(jì)算模型如圖1所示.

為計(jì)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(jìn)行了火災(zāi)工況研究. 管廊墻壁材料為石膏板，綜合管廊長(zhǎng)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(guò)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(jìn)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(duì)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(jìn)行了大坡度隧道臨界風(fēng)速的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明數(shù)值模擬和模型實(shí)驗(yàn)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?jǐn)?shù)量為120萬(wàn)，綜合管廊中部火源重點(diǎn)部位的網(wǎng)格尺寸為0.10 m×0.10 m×0.10 m，滿(mǎn)足FDS軟件計(jì)算火災(zāi)的精度要求[21].

3 結(jié)果與討論

針對(duì)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(jìn)而確定火源位置. 確定管廊中火源的熱釋放值，通過(guò)計(jì)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(píng)價(jià)火源熱釋放的時(shí)間. 研究不同橫截面形式的管廊，進(jìn)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(shí)，數(shù)值模擬計(jì)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(jì)算溫度隨時(shí)間變化值. 隨著燃料的燃燒，在點(diǎn)燃1 200 s后，頂棚溫度達(dá)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(dá)到最大值的時(shí)間隨著距離火源的位置增加而延長(zhǎng). 這表明該模擬計(jì)算模型可以用來(lái)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(jì)算值，隨距離火源位置的距離發(fā)生變化，這表示該模擬計(jì)算工況可以從火源點(diǎn)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(duì)綜合管廊火災(zāi)的計(jì)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(shí)間的溫度分布. 由圖3可知，隨著時(shí)間的推移，高溫?zé)煔鈱酉蜷_(kāi)口端擴(kuò)散，熱煙氣從管廊開(kāi)口處流出. 在綜合管廊頂棚為平頂時(shí)，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(shí)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(cè)器經(jīng)濟(jì)性，火災(zāi)探測(cè)器宜安裝距離火源位置5 m以?xún)?nèi)，這與Park[18]提出的火災(zāi)探測(cè)器的安裝位置宜在靠近火源中心位置6.00 m以?xún)?nèi)相一致. 因此，管廊火災(zāi)探測(cè)器安裝間距5.00 m，則在著火25 s后報(bào)警.

研究綜合管廊頂棚中間部位平均溫度隨時(shí)間的變化. 圖4表示綜合管廊頂棚平均溫度數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果. 結(jié)果表明，在綜合管廊寬度小于3.00 m時(shí)，頂棚的平均溫度呈現(xiàn)先增加、后降低的趨勢(shì). 在燃燒進(jìn)行85 s前，頂棚的平均溫度急劇增加. 在燃燒305 s時(shí)，頂棚的平均溫度達(dá)到最大值，之后隨著時(shí)間的推移而呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì). 這是由于火源位置處燃料的燃燒，開(kāi)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(shí)，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(shí)，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?，煙氣向上運(yùn)動(dòng)，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(jìn)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(shí)，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(gè)高度值. 結(jié)果表明，選定的4個(gè)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(jìn)行了全尺寸實(shí)驗(yàn)，研究了夏季大空間熱空氣層對(duì)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(chǎng)模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)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(duì)煙氣層和熱空氣層的計(jì)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(jì)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(jì)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(kuò)散體積變大. 當(dāng)固定管廊高度、改變寬度時(shí)，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](méi)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(jì)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(jì)算管廊高度改變時(shí)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(jì)算綜合管廊寬度W改變時(shí)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(kuò)散體積變大.

3.4 數(shù)值模擬驗(yàn)證

為了驗(yàn)證綜合管廊火災(zāi)探測(cè)模擬結(jié)果，計(jì)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(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析.

Ishii等[14]選擇10 m長(zhǎng)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(cè)量出沿光纖火災(zāi)探測(cè)器的溫度，計(jì)算得到火源熱能換算系數(shù). 圖10為模擬結(jié)果計(jì)算的火源熱能換算系數(shù)與Ishii等[14]的實(shí)驗(yàn)計(jì)算結(jié)果的比較，二者變化趨勢(shì)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(jì)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(jì)算固定管廊高度時(shí)的數(shù)值大于固定管廊寬度時(shí)的數(shù)值. 管廊數(shù)值模擬結(jié)果計(jì)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(cè)器宜安裝在距離火源中心位置5.00 m以?xún)?nèi). 綜合管廊頂棚平均溫差變化在5 ℃以?xún)?nèi)，可以確定10.00 m長(zhǎng)的綜合管廊，火災(zāi)探測(cè)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(cè)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(duì)于其他截面形式的管廊，探測(cè)器的安裝間距需進(jìn)一步的研究.

2) 對(duì)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.