程輝航,鐘茂華,陳俊灃,龍 增,楊宇軒,田向亮,2
(1.清華大學 工程物理系公共安全研究院,北京 100084;2.中國安全生產(chǎn)科學研究院 礦山采空區(qū)災害防治應急管理部重點實驗室,北京 100012)
隨城市軌道交通迅速發(fā)展,我國部分城市交通規(guī)劃與建設已進入網(wǎng)絡化階段。截止2019年底,擁有換乘車站的城市28個,占開通軌道交通城市總數(shù)的70%。正在規(guī)劃建設的4 625座車站中,換乘車站1 366座,占比29.5%[1-2]。換乘車站客流密度大、空間規(guī)模大、結構形式復雜,火災引發(fā)因素較多,并且大范圍擴散的火災煙氣使安全救援難度增大[3]。
針對不同換乘車站結構,國內(nèi)外學者通過模型實驗、全尺寸實驗及數(shù)值模擬等手段,研究站廳火災煙氣擴散規(guī)律和防排煙設計。根據(jù)線路走向,地鐵站內(nèi)一般采用平行換乘、交叉式換乘和通道式換乘3種換乘方式,其中交叉式換乘根據(jù)交叉形式與交叉點不同,又可分為十字、“T”形、“L”形等換乘方式[4]。針對交叉式換乘車站,袁建平等[5]利用火災動力學模擬(Fire Dynamics Simulator,F(xiàn)DS)方法,搭建大型換乘車站全尺寸模型,發(fā)現(xiàn)開啟站廳全部防煙分區(qū)風機進行排煙能夠使煙氣得到有效控制;Feng等[6]建立北京地鐵六里橋站數(shù)值模擬模型,發(fā)現(xiàn)開啟鄰線站廳風機送風輔助排煙,能有效抑制煙氣向鄰線站廳擴散;田向亮等[7]與鐘茂華等[8]在某十字換乘車站開展全尺寸火災實驗,分析站廳與站臺煙氣擴散規(guī)律。針對平行換乘車站,鐘茂華等[9]在同站臺高架換乘車站站廳層開展全尺寸火災實驗,研究出入口布局與吊頂形式對火災危險性影響,提出利用自然風壓形成一定通風換氣量,能夠確?;馂那闆r下人員安全疏散;Long等[10]結合模型實驗與FDS模擬,研究不同火災情景下雙島式車站火災煙氣特征,通過改變隧道風機組合運行方式與屏蔽門開啟方式,優(yōu)化車站防排煙設計。
通道式換乘車站相關研究較少,Tian等[11]采用數(shù)值模擬方法,從煙氣溫度、CO濃度、能見度和煙氣層高度等方面,研究頂部橫梁、頂部通風口尺寸及通風方式對換乘通道火災危險性的影響。隨城市地鐵線網(wǎng)不斷擴張,部分線路在前期規(guī)劃中未預留換乘車站,在后期建設過程中廣泛采用長距離通道實現(xiàn)換乘。在北京地鐵換乘車站中,通道式換乘車站包括國貿(mào)站和知春路站[12]。換乘通道客流密度大,一旦發(fā)生火災極易造成人員傷亡,同時火災煙氣蔓延會嚴重威脅站內(nèi)人員生命安全。本文利用1∶10多線換乘車站模型[13]分析不同區(qū)域頂棚溫度分布,比較不同通風聯(lián)動模式煙氣控制效果,為通道換乘式車站防排煙控制方案制定提供理論依據(jù)。
實驗地點位于地鐵多線換乘車站模型地下1層,換乘通道火災實驗系統(tǒng)如圖1所示。實驗模型包括平行換乘車站站廳(以下簡稱站廳A+B)、十字換乘車站站廳(以下簡稱站廳C)[14-15]以及連接2站廳的換乘通道,換乘通道呈“L”型,寬1 m,高0.6 m,東西方向通過通道口1與平行換乘車站相連,南北方向通過通道口2與平行換乘車站相連。選用鋼化玻璃作為通道側壁材料,便于觀察煙氣流動狀況。
圖1 換乘通道火災實驗系統(tǒng)Fig.1 Experimental system of transfer channel fire
實驗溫度測試系統(tǒng)包括測溫電纜(含測溫探頭)、測溫模塊和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),測溫電纜采用一線總線分布式,布置在站廳與換乘通道頂棚下方,測溫探頭間距500 mm。整個裝置內(nèi)共布設9根測溫電纜,其中5根(T1~T5)布置在站廳A+B內(nèi),3根(T6~T8)布置在站廳C內(nèi),1根(T9)布置在換乘通道內(nèi)。
通道內(nèi)火源位置共3處,火源1、3位于通道口附近,分別鄰近車站A+B與車站C,火源1、3煙氣更易擴散進入站廳,威脅站廳內(nèi)人員生命安全;火源2位于通道轉(zhuǎn)角處,用于研究“L”型結構換乘通道內(nèi)煙氣擴散規(guī)律。
發(fā)生火災時,需開啟站廳內(nèi)通風排煙系統(tǒng),控制煙氣向站廳蔓延。實驗中選擇開啟站廳內(nèi)距換乘通道較近一端的排煙風機,在站廳A+B北側與站廳C西側各安裝2臺軸流風機,根據(jù)風機開啟模式不同(送風或排煙),設計5種通風聯(lián)動模式,對比不同通風模式對煙氣擴散控制效果,通風聯(lián)動模式相關參數(shù)見表1。
表1 通風聯(lián)動模式設計Table 1 Design of leakage ventilation modes
實驗選用甲醇油池火作為火源,燃料盛放在正方形鐵鑄油盤內(nèi),油盤有80 mm×80 mm,100 mm×100 mm和120 mm×120 mm 3種不同尺寸,對應全尺寸火源熱釋放速率分別為0.91 MMW,1.77 MW和2.60 MW。根據(jù)火源功率與通風模式不同,共開展45組實驗,換乘通道火災實驗工況見表2。換乘通道內(nèi)不同火源位置實驗場景如圖2所示。為防止火焰灼燒火源正上方電纜,在火源處設置鐵制防護架,防護架高850 mm,頂部為薄鐵板,四周無其他遮擋物,對火源燃燒與煙氣擴散影響可忽略不計。
換乘通道呈“L”型,與站廳A+B相連東西段長5 m,與站廳C相連南北段長3 m。選擇通道口與轉(zhuǎn)角處作為火源位置,在自然通風條件下展開實驗。
表2 換乘通道火災實驗工況設計Table 2 Design on experimental conditions of fire in transfer channel
圖2 換乘通道不同火源位置Fig.2 Fire scenarios of different fire source locations in transfer channel
火源1起火后,換乘通道內(nèi)頂棚最高溫升如圖3所示。轉(zhuǎn)角處測點位于z軸,頂棚溫度最高值出現(xiàn)在火源正上方,溫升為42~85 ℃。由于火源距離站廳A+B較近,煙氣迅速擴散進入臨近站廳,在通道口1處溫升高于20 ℃。煙氣逐漸向站廳C方向擴散,煙氣熱量經(jīng)熱交換與對流傳熱等作用不斷損失,至轉(zhuǎn)角處溫升降至13~25 ℃。自然通風條件下,通道內(nèi)風量較小,無法抑制煙氣向上游方向回流,經(jīng)過轉(zhuǎn)角處的煙氣在回流過程中受通道側壁阻擋,部分煙氣再次發(fā)生反向流動,在轉(zhuǎn)角處煙氣蓄積,溫升增大,經(jīng)過轉(zhuǎn)角處第1個測點溫升15~27 ℃,高于相鄰的、距離火源更近的測點溫升,通道轉(zhuǎn)角附近區(qū)域內(nèi)存在1個溫升的局部峰值,煙氣經(jīng)過該區(qū)域,與空氣混合整體向前運動。由圖3可知,曲線逐漸趨于平緩,頂棚溫升保持在8~14 ℃。結果表明:3種不同火災規(guī)模均符上述煙氣擴散規(guī)律。
圖3 火源1起火后換乘通道內(nèi)頂棚溫升Fig.3 Temperature rise of ceiling in transfer channel after ignition of fire source 1
火源2起火后換乘通道內(nèi)頂棚最高溫升如圖4所示。由圖4可知,頂棚最高溫升為29~78 ℃,小于火源1起火時最高溫升。煙氣在2個方向呈現(xiàn)出不同擴散規(guī)律:在站廳A+B方向,距火源1.5 m內(nèi)溫升梯度較大,在較遠處溫升逐漸穩(wěn)定在10~24 ℃;在站廳C方向,相同火災規(guī)模下,煙氣運動0.5 m后溫升曲線趨于穩(wěn)定,穩(wěn)定時溫升為17~38 ℃。由于火源位于通道轉(zhuǎn)角處,在此回流的煙氣溫度較高,所以撞擊邊壁發(fā)生反向流動的煙氣能夠運動至較遠距離,并形成煙氣蓄積。在站廳A+B方向,煙氣距離火源2 m處發(fā)生蓄積,并出現(xiàn)局部溫升峰值。
圖4 火源2起火后換乘通道內(nèi)頂棚溫升Fig.4 Temperature rise of ceiling in transfer channel after ignition of fire source 2
火源3起火后換乘通道內(nèi)頂棚溫升如圖5所示。在相同火災規(guī)模下,頂棚最高溫升為42~93 ℃,大于火源1和火源2,煙氣回流使轉(zhuǎn)角區(qū)域附近出現(xiàn)溫升峰值。
圖5 火源3起火后換乘通道內(nèi)頂棚溫升Fig.5 Temperature rise of ceiling in transfer channel after ignition of fire source 3
換乘通道連接平行換乘站廳與十字換乘站廳,高溫煙氣充滿通道后,繼續(xù)蔓延至兩側站廳,需采取合理有效的排煙聯(lián)動模式,控制煙氣進一步擴散。對于換乘通道內(nèi)火災,兩側車站均配備疏散乘客出入口,通道內(nèi)人員疏散完畢后,可通過關閉換乘通道的方式阻止火勢進一步蔓延[16]。根據(jù)《地鐵設計規(guī)范》(GB 50157—2013)[17],乘客由站臺層疏散至站廳公共區(qū)或其他安全區(qū)域的時間不應超過6 min。因此,假定火災發(fā)生6 min后通道內(nèi)人員全部疏散完畢,換乘通道關閉。
通過對比火災發(fā)生6 min后5種不同通風模式下站廳溫升以及煙氣擴散范圍,研究不同火災情景下最優(yōu)煙氣控制模式??紤]到火源位置對煙氣危險性影響較大,對于火源1、3,優(yōu)先分析與火源距離較小站廳的煙氣情況。
1)火源1起火
火源1靠近站廳A+B,進入站廳煙氣溫度高,擴散范圍大,以站廳北端測點作為x軸起點,站廳東端作為y軸起點,考慮測量期間環(huán)境因素影響,以2 ℃溫升為界限劃分煙氣擴散范圍,火源1發(fā)生100 mm×100 mm油盤火災時站廳A+B頂棚溫升分布如圖6所示。圖6(a)為自然通風,通道口附近溫升超過30 ℃;當開啟站廳北側風機排煙時,開展聯(lián)合排煙模式,一定程度上能夠控制煙氣擴散,使煙氣擴散范圍有所減小,如圖6(b)~(c)所示;由圖6(d)可知,在站廳A+B送風、站廳C送風通風模式下,對比前3種通風模式,溫升高于10 ℃的局域面積明顯減小,但煙氣向南擴散范圍增大,整個站廳均出現(xiàn)1 ℃以上溫升,表明此通風模式能降低通道口1附近區(qū)域站廳內(nèi)溫升幅度,但由于火源1距站廳C較遠,經(jīng)通道轉(zhuǎn)角處煙氣碰撞墻壁產(chǎn)生回流及額外能量損失,擴散至通道口2時煙氣能量降低,在送風作用下難以進入站廳C,流向站廳A+B導致煙氣的擴散范圍擴大;在站廳A+B送風、站廳C排煙的通風模式下,通道口1附近頂棚溫度分布與模式4相似,2種通風模式下站廳C內(nèi)T6測溫電纜的溫升情況如圖7所示。由圖7可知,模式4通道口附近溫升略低于模式5,由于開啟排煙能將部分煙氣從站廳C排出,減少進入站廳A+B煙氣量,使進入站廳C煙氣量增加,但溫升高于2 ℃區(qū)域仍集中在通道口2附近,站廳C內(nèi)煙氣擴散范圍沒有明顯增大,站廳A+B內(nèi)煙氣擴散范圍減小,說明模式5煙氣控制效果要優(yōu)于模式4;在其他2種火源功率下,采用通風模式5時站廳的溫度分布如圖8所示,在80 mm×80 mm火災規(guī)模下,遠端溫升低于1 ℃,在120 mm×120 mm的火災規(guī)模下,遠端溫升超過2 ℃。通過對比不同火源功率下溫度分布情況發(fā)現(xiàn),火災規(guī)模較小,采用站廳A+B送風、站廳C排煙的聯(lián)動模式能較好控制煙氣擴散;火災規(guī)模較大,5種通風方式均不能有效控制站廳A+B內(nèi)煙氣蔓延。
圖6 火源1起火6 min后站廳A+B溫度分布(100 mm×100 mm)Fig.6 Temperature distribution in station hall A &B after 6 minutes of ignition at fire source 1 (100 mm×100 mm)
圖7 火源1起火6 min后T6測溫電纜溫度分布(100 mm×100 mm)Fig.7 Temperature distribution of temperature measuring cable T6 after 6 minutes of ignition at fire source 1 (100 mm×100 mm)
2)火源位置2、3起火
火源2發(fā)生100 mm×100 mm油盤火災時,站廳A+B頂棚溫升如圖9所示?;鹪?起火時,自然通風工況下,站廳內(nèi)最高溫升及擴散范圍均低于火源1。當站廳A+B開啟排煙模式時,由于站廳A+B面積大,風機排煙量不足,相比于自然通風,煙氣擴散范圍與升溫降低幅度不明顯,煙氣控制效果一般;當站廳A+B風機送風時,站廳內(nèi)溫升幅度相比自然通風時明顯下降,最高溫升小于10 ℃,同時煙氣擴散范圍小于模式2、3;對于通道轉(zhuǎn)角處火災,站廳A+B風機送風能夠限制煙氣擴散,通風模式4、5控煙效果優(yōu)于其他幾種模式。
換乘通道與十字換乘車站相連的南北段較短,相比于平行換乘站廳,十字換乘站廳較小,在轉(zhuǎn)角處火災的煙氣可能對十字換乘站廳危害更大。以站廳C西端作為x軸起點,火源2發(fā)生100 mm×100 mm油盤火災時站廳C頂棚溫升分布如圖10所示。由于火源2位于通道轉(zhuǎn)角處,距離十字換乘車站更近,溫升更為明顯,自然通風下最高溫升大于25 ℃,如圖10(a)所示。在兩側站廳同時送風(模式4),整個站廳C內(nèi)頂棚溫升大于2 ℃,煙氣擴散范圍大;當站廳C開啟排煙風機時,十字換乘站廳面積較小,排煙量等同于站廳A+B時,站廳C排煙作用效果較好,抑制煙氣的擴散;盡管在模式5下,站廳A+B送風導致進入站廳C煙氣量增加,溫升增大,但綜合站廳A+B內(nèi)煙氣擴散結果,對于通道轉(zhuǎn)角處火災,采用通風模式5,即站廳A+B近端送風、站廳C近端排煙,能最好地控制煙氣向兩側站廳擴散。
圖8 通風模式5站廳A+B溫度分布(火源1)Fig.8 Temperature distribution in station hall A & B under ventilation mode 5 (fire source 1)
圖9 火源2起火6 min后站廳A+B頂棚溫升分布Fig.9 Temperature rise distribution of ceiling in station hall A & B after 6 minutes of ignition at fire source 2
位置3發(fā)生100 mm×100 mm油盤火災時油盤火災6 min后站廳C頂棚溫升分布如圖11所示。由于火源3與站廳C之間距離極短,與火源2起火相比,煙氣進入站廳時能量更高,高溫煙氣與新鮮空氣摻雜后導致熱驅(qū)動力不足,煙氣在通道口附近蓄積,站廳A+B風機送風或排煙無法對站廳C內(nèi)氣流組織形式產(chǎn)生明顯影響,通風模式2、4和3、5各自之間溫度分布差異??;類似火源2時工況條件,當站廳C開啟風機送風時,煙氣擴散充滿整個站廳,不利于安全疏散;將風機調(diào)整為排煙模式時,由圖11可知,T6~T8測溫電纜上溫度高于2 ℃的熱電偶數(shù)小于自然通風時熱電偶數(shù),說明站廳排煙能夠抑制煙氣蔓延,減小煙氣擴散范圍。
1)煙氣在換乘通道內(nèi)擴散,不同火源位置通道內(nèi)頂棚溫升分布存在一定差異;自然通風條件下,火源3起火時,通道內(nèi)頂棚最高溫升大于火源1和火源2;受通道結構影響,部分煙氣回流受通道側壁阻擋作用,在轉(zhuǎn)角區(qū)域附近形成煙氣蓄積,導致溫升高于相鄰區(qū)域;火源位置不同,產(chǎn)生溫度局部峰值的位置不同。
圖10 火源2起火6 min后站廳C頂棚溫升分布Fig.10 Temperature rise distribution of ceiling in station hall C after 6 minutes of ignition at fire source 2
圖11 火源3起火6 min后站廳C頂棚溫升分布Fig.11 Temperature rise distribution of ceiling in station hall C after 6 minutes of ignition at fire source 3
2)通道口1附近發(fā)生火災時,開啟近側風機排煙效果較差,無法將高溫煙氣從站廳內(nèi)排出;轉(zhuǎn)角處起火時,站廳C面積較小,在和站廳A+B相同排煙量下,站廳C排煙作用效果較好,有效抑制煙氣擴散;相比其他通風聯(lián)動模式,站廳A+B送風、站廳C排煙控煙效果較好。
3)當通道口2附近發(fā)生火災時,由于火源與站廳C之間距離極短,煙氣在通道口附近形成蓄積,站廳A+B風機送風或排煙無法對站廳C內(nèi)氣流組織形式產(chǎn)生明顯影響;單獨開啟站廳C內(nèi)風機進行排煙能夠抑制煙氣蔓延,減小煙氣擴散范圍。