地鐵“T”形換乘車站通道火災(zāi)通風模式數(shù)值模擬研究*

鐘茂華，張　磊，肖　衍，梅　棋

(1.清華大學 工程物理系公共安全研究院，北京 100084；2.北京市軌道交通建設(shè)管理有限公司，北京 100068； 3.北京市軌道交通設(shè)計研究院有限公司，北京 100068)

數(shù)字出版日期： 2017-09-15

0　引言

隨著我國城市軌道交通的發(fā)展，截至2016年末，已開通運營和在建的換乘站達到車站總數(shù)的17.1%和29.9%，且客運量逐年上升，北京地鐵的日均客運量已突破千萬人次[1]。對于客流密度大、結(jié)構(gòu)形式復雜的換乘車站而言，火災(zāi)時的客流疏散和防排煙措施比單線運營車站要求更高、難度更大。因此，合理確定換乘車站的火災(zāi)排煙模式對提高地鐵網(wǎng)絡(luò)化運營安全水平具有重要意義。

國內(nèi)外學者對單線運營車站的火災(zāi)防排煙方法進行了一系列的全尺寸實驗[2]、模型實驗[3]和數(shù)值模擬研究[4]，提出了相應(yīng)的理論模型和技術(shù)措施。史聰靈等[5-6]在地鐵區(qū)間隧道和車站隧道開展了一系列全尺寸火災(zāi)實驗，區(qū)間隧道執(zhí)行TVF排煙模式，車站隧道采用軌排系統(tǒng)、TVF系統(tǒng)和車站公共區(qū)通風系統(tǒng)的聯(lián)動模式，研究了煙氣縱向蔓延速度、豎直溫度分布、煙氣與空氣的卷吸混合特性和頂棚煙氣溫升的縱向指數(shù)變化特征；對于換乘車站，Gao[7]構(gòu)建了含中庭結(jié)構(gòu)“十”字形換乘車站的數(shù)值計算模型，研究了中庭頂部自然排煙和站廳、站臺機械排煙共同作用下的煙氣控制效果；Luo[8]采用模型實驗和數(shù)值計算對十字換乘車站火災(zāi)時各防煙分區(qū)的通風模式進行了研究，通過分析煙氣溫度和CO濃度確定了通風聯(lián)動模式；馮凱等[9]對比了火災(zāi)情況下不同換乘形式車站對人員疏散的影響；袁建平等[10]通過對某大型地下三層換乘車站站廳火災(zāi)的煙氣蔓延、能見度和補風風速進行分析，提出了站廳公共區(qū)各防煙分區(qū)的排煙聯(lián)動模式；李炎峰[11]對“十字”形、“T”形和“L”形換乘車站的站臺、站廳公共區(qū)進行了火災(zāi)模擬，通過比較煙氣溫度、能見度和CO濃度分析了不同部位起火時，站臺、站廳和車站隧道通風系統(tǒng)聯(lián)動模式對火災(zāi)危險性的影響，并提出了不同模式下的人員疏散路徑。目前，對換乘車站火災(zāi)煙氣控制的研究多集中于站廳、站臺公共區(qū)火災(zāi)的排煙聯(lián)動模式，缺少對換乘通道火災(zāi)煙氣控制的研究，《地鐵設(shè)計規(guī)范》[12]規(guī)定：“連續(xù)長度大于60 m的地下通道和出入口通道應(yīng)設(shè)置機械排煙設(shè)施”，通道換乘主要用于連接沒有預(yù)留工程的既有線和新線車站[13]，長度一般大于60 m，因此有必要對換乘通道火災(zāi)的排煙模式進行研究。本文以“T”形換乘車站為研究對象，分析換乘通道發(fā)生火災(zāi)時各防煙分區(qū)通風系統(tǒng)聯(lián)動模式對起火通道和兩側(cè)站廳的煙氣控制效果，研究結(jié)論可為此類車站的防排煙設(shè)計提供技術(shù)參考。

1　車站計算模型

計算模型為地下三層“T”形換乘車站，地下一層為站廳層，地下二、三層為站臺層，站臺為島式結(jié)構(gòu)，2條線路車輛型式均為6節(jié)編組B型車，有效站臺長度120 m，站臺與站廳寬度均為16 m，采用全封閉式屏蔽門，站廳和站臺地坪面至結(jié)構(gòu)頂板的高度均為6 m，2站廳之間通過2條單向換乘通道相連，通道寬度為6 m，長度為108 m。根據(jù)《地鐵設(shè)計規(guī)范》[12]，車站公共區(qū)的排煙量應(yīng)根據(jù)建筑面積按1 m3/(m2·min)計算，國內(nèi)地鐵工程的防排煙設(shè)計中一般會考慮10%的漏風量，每個站臺、站廳和換乘通道的通風管道與車站兩端的可逆轉(zhuǎn)風機相連接，站廳A和B的排煙、送風風量為36 m3/s，換乘通道的排煙、送風風量為11 m3/s。

在站廳中間位置和換乘通道排煙口一側(cè)分別設(shè)置縱向和豎向測點，測量煙氣擴散過程中的溫度、CO濃度以及能見度，車站結(jié)構(gòu)形式和測點位置如圖1所示。

圖1　車站結(jié)構(gòu)及測點設(shè)置示意Fig.1　Sketch of station structure and measuring points distribution

2　參數(shù)設(shè)置及模擬工況

2.1　主要參數(shù)設(shè)置

火災(zāi)場景設(shè)置為乘客行李物品火災(zāi)，火災(zāi)發(fā)展過程采用t2熱釋放速率增長模型(見圖2)，乘客行李一般包括纖維織物等易燃品， GB/T 31593.4-2015[14]將類似材質(zhì)的被褥設(shè)定為快速增長火。在本文的研究中，火災(zāi)增長系數(shù)設(shè)定為0.046 89 kW/s, 熱釋放速率峰值為3 MW[11]。

圖2　模擬熱釋放速率Fig.2　Simulated heat release rate

FDS User’s Guide[15]中采用無量綱量D*/δx表示模擬求解的精確程度，D*代表火源特征直徑，δx代表網(wǎng)格尺寸。FDS Technical Reference Guide[16]總結(jié)了36組不同建筑結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬的參數(shù)設(shè)置，D*/δx的取值大部分在3～16之間，3 MW火源功率相應(yīng)的δx取值范圍為0.09～0.48 m。

(1)

式中：Q為火源功率；ρa,Cp,Ta分別為空氣密度、定壓熱容以及環(huán)境溫度。

為了確保計算精度并節(jié)省計算時間，需選取適中的網(wǎng)格尺寸進行計算，一般采取將網(wǎng)格逐步變小的方法，直至再減小網(wǎng)格對計算結(jié)果無明顯影響[17]。本文比較了δx由0.5 m減小到0.15 m的6種網(wǎng)格尺寸的計算結(jié)果，如圖3所示。當網(wǎng)格尺寸由0.2 m減小到0.15 m時，溫度差異很小；因此，在起火換乘通道采用0.2 m的網(wǎng)格尺寸。參考Weng和Gao對網(wǎng)格精度驗證計算的結(jié)果[18-19]，遠離火源的區(qū)域網(wǎng)格尺寸一般為火源區(qū)域的2倍，本文的計算中，站廳和未起火換乘通道采用0.4 m的網(wǎng)格尺寸。

圖3　不同網(wǎng)格尺寸下起火通道豎直方向的溫升Fig.3　Vertical temperature rise in corridor with different grid sizes

針對不同的計算場景，Gao[7，19]通過實驗數(shù)據(jù)驗證了FDS中影響流體傳熱和擴散的系數(shù)Cs (Smagorinsky constant )，Pr (Prandtl number )和Sc(Schmidt number)，驗證后的取值見表1。本文換乘通道斷面尺寸為6 m(寬)×6 m(高)； Tang[20]的1∶6實驗?zāi)Ｐ蛿嗝娉叽鐬?.5 m(寬)×1.3 m(高)，寬高比與文中換乘通道較為接近；Li模型[21]和Liu模型[22]涵蓋了通道寬高比為0.5～2的情況，其中，采用寬高比為1時的預(yù)測值與本文模擬值進行對照。圖4對2種取值情況下的計算模擬結(jié)果和現(xiàn)有模型、實驗數(shù)據(jù)[20-22]進行了比較，其中，Cs取值均為0.18。結(jié)果表明：當Pr和Sc分別取0.4和0.3時，起火通道的頂棚無量綱縱向溫度與Tang[20]的模型和實驗值較為接近；而當Pr和Sc分別取0.2和0.5時，模擬結(jié)果均低于Tang的模型。因此，在本文中，Cs，Pr和Sc的取值分別為0.18，0.4和0.3。

圖4　頂棚無量綱縱向溫度分布Fig.4　Dimensionless ceiling temperature distribution in corridor

相關(guān)研究網(wǎng)格尺寸/(m×m×m)火源附近其他區(qū)域PrScCsWeng[18]038×042×042076×084×084///Gao[19]0167×0167×01670333×0333×03330403/Gao[7]0167×0167×01670333×0333×03330205018

2.2　模擬工況

模擬主要采用地鐵車站中常見的火災(zāi)通風模式以及可能出現(xiàn)的故障模式。工況1為通風系統(tǒng)聯(lián)動失敗，風機均未啟動的情況；工況2為僅起火換乘通道進行排煙，其他防煙分區(qū)風機未聯(lián)動的情況；工況3為起火通道排煙，其他防煙分區(qū)補風的聯(lián)動模式；工況4為所有防煙分區(qū)進行排煙的情況；工況5為起火通道排煙，兩站廳一端送風、一端排煙的聯(lián)動模式。以上5種工況中，換乘通道入口處的防火門均開啟，考慮到起火時疏散換乘通道內(nèi)的乘客需要一定時間，工況6采用起火3 min后關(guān)閉防火門A，起火換乘通道和站廳B排煙，其他區(qū)域補風的聯(lián)動模式。6種模擬工況見表2。

表2　模擬工況

3　結(jié)果與分析

3.1　頂棚煙氣溫度

通風系統(tǒng)啟動失敗時，不同工況下各區(qū)域的溫度分布如圖5所示。工況1中，高溫煙氣在車站內(nèi)擴散、沉降，直至蔓延至出入口才能排出；因此，3個區(qū)域的頂棚溫度最高；開啟起火換乘通道排煙系統(tǒng)后，部分高溫煙氣直接從起火通道頂部排出，車站內(nèi)各區(qū)域頂棚溫度明顯降低。采用工況3的通風模式時，起火通道內(nèi)頂棚溫度比工況2下的溫度更高，兩側(cè)站廳的頂棚溫度比工況2低，這是因為兩側(cè)站廳對起火通道進行補風時，煙氣向兩側(cè)的縱向擴散速度降低，導致通道內(nèi)更易發(fā)生煙氣蓄積，兩側(cè)站廳送風的新鮮空氣與煙氣摻混，導致頂棚溫度降低。各防煙分區(qū)均采取排煙動作時，新鮮空氣從出入口處補充，高溫煙氣在換乘通道、站廳的擴散過程中均能從頂部排出；因此，在前5種工況中，采用該排煙模式時的頂棚溫度最低。采用工況6中的通風模式時，溫度分布如圖5(b)所示，站廳A和換乘通道B向站廳B的補風風速能夠?qū)煔饪刂圃谕ǖ廊肟谔幉幌蛘緩dA蔓延。因此，站廳A仍保持為環(huán)境溫度；而在工況5中，防火門A處于開啟狀態(tài)，雖然采取站廳A送風、站廳B排煙的模式，但換乘通道A所分配的風量不足以將煙氣控制在通道入口處，煙氣擴散至兩側(cè)站廳。在6種通風模式中，工況4對站廳各防煙分區(qū)的頂棚降溫效果最明顯，工況6雖然能將煙氣控制在起火通道和站廳B內(nèi)，但該區(qū)域的頂棚溫度高于工況4。

圖5　車站內(nèi)頂棚溫度分布Fig.5　Ceiling temperature in the station

圖6　車站內(nèi)人眼高處CO濃度Fig.6　Concentration of CO at eye level in the station

圖7　車站內(nèi)人眼高處能見度Fig.7　Visibility at eye level in the station

3.2　人眼高度CO濃度及能見度

在起火換乘通道內(nèi)，兩側(cè)站廳的補風和防火門的封堵易造成煙氣蓄積，如圖6(a)和圖7(a)所示，在人眼高度處(1.5 m)，火災(zāi)初期工況3和工況6的CO濃度升高和能見度下降的速度較快，僅開啟通道排煙系統(tǒng)時，工況2的CO濃度升高和能見度下降的速度低于工況3和6；隨著火勢的發(fā)展，在通風系統(tǒng)啟動失敗的情況下，工況1的人眼高度處CO濃度最高，工況4的能見度維持在10 m左右，其他工況的能見度均降至3 m以下。

在站廳A中，送風容易導致蔓延至該區(qū)域的煙氣與新鮮空氣摻混，造成煙氣溫度降低并加快其在豎直方向的沉降，如圖6(b)和圖7(b)所示?；馂?zāi)初期工況3和工況5站廳A的CO濃度升高及能見度下降的速度較快；但在火災(zāi)后期，工況1的CO濃度最高，其次為工況2，除工況4和工況6以外，其他工況的能見度均降至3m以下。采用防火門封堵，兩站廳一端送風一端排煙的通風模式時，煙氣能夠被控制在起火通道和排煙側(cè)站廳內(nèi)，不向送風側(cè)站廳蔓延；因此，工況6站廳A的CO濃度和能見度始終為0 ppm和30 m。工況4，5和6中，站廳B的通風系統(tǒng)均執(zhí)行排煙動作，其CO濃度始終較低，能見度較高，且工況6的能見度維持在25 m左右，如圖6(c)和7(c)所示，與站廳A送風情況類似。在工況3中，送風加快了火災(zāi)初期站廳B人眼高度處CO濃度的升高和能見度的降低，隨著火勢的發(fā)展，工況1和2的CO濃度逐漸高于工況3，最終工況1，2和3的能見度均降至4 m以下。因此，在6種通風模式中，工況4在站廳各區(qū)域的CO濃度最低，能見度最高；工況6中，煙氣雖未向站廳A蔓延，但防火門的關(guān)閉加快了火災(zāi)初期起火通道內(nèi)人眼高度CO濃度升高和能見度降低的速度。

3.3　危險高度煙氣沉降情況

針對不同的建筑高度，《建筑防排煙技術(shù)規(guī)程》[23]規(guī)定防排煙設(shè)計計算中的最小清晰高度應(yīng)按照Hq=1.6+0.1H進行計算，其中，Hq為最小清晰高度，也稱為危險高度，m；H為排煙空間的建筑凈高度，m。因此，可根據(jù)該高處的煙氣沉降情況判斷防排煙效果及火災(zāi)危險程度。本文的車站模型中危險高度計算值為2.2 m。SFPE[24]提出針對不熟悉空間內(nèi)建筑結(jié)構(gòu)的人員，火災(zāi)時安全逃生的能見度最低限值為13 m，針對熟悉建筑結(jié)構(gòu)的人員，能見度最低限值為4 m，本文主要考慮人員不熟悉站內(nèi)空間結(jié)構(gòu)這一不利情況，對車站不同位置危險高度的能見度降至13 m的時間(Tm)進行分析。

圖8　危險高度處能見度降至13 m所需時間Fig.8　Time required for visibility decreasingto13 mat the dangerous height

如圖8(a)所示，起火換乘通道內(nèi)，在關(guān)閉防火門A的情況下，工況6的能見度在300 s以內(nèi)均降至13 m；在工況3和工況5中，對通道內(nèi)進行補風導致煙氣不易向外擴散，能見度均比工況1更早地降至13 m，僅開啟起火通道排煙系統(tǒng)時，工況2的Tm較工況1有所升高，各防煙分區(qū)排煙系統(tǒng)均開啟時Tm值最大，煙氣沉降速度最慢。工況6關(guān)閉防火門時，煙氣未向站廳A擴散；工況3和5中，站廳A的通風系統(tǒng)均執(zhí)行送風動作，新鮮空氣與蔓延至該空間的煙氣發(fā)生摻混，導致煙氣沉降速度加快。圖8(b)中，工況3和5在大部分區(qū)域的Tm值均小于工況1和2；工況2起火通道內(nèi)的排煙系統(tǒng)排出部分煙氣，擴散至兩端站廳的煙氣流量減少，其能見度降至13 m所需時間大于工況1；在各防煙分區(qū)均開啟排煙的情況下，工況4站廳A大部分區(qū)域危險高度的能見度始終高于13 m。圖中，Tm=1 200 s的情況表示直到1 200 s該位置能見度未降低至13 m。在站廳B中，工況3的Tm值在站廳西側(cè)低于工況1和2，在站廳東側(cè)高于工況1和2；這是因為在兩端站廳送風的情況下，蔓延至站廳B西側(cè)的煙氣與新鮮空氣發(fā)生摻混，導致其快速沉降，然而煙氣沿縱向擴散的速度低于工況1和2，其需要更長的時間蔓延至站廳B東側(cè)再發(fā)生沉降。在開啟排煙的作用下，工況4在危險高度的能見度始終高于13 m，工況5和工況6的大部分區(qū)域在1000 s和1100 s左右降至13 m。因此，在6種工況中，各防煙分區(qū)啟動排煙動作的情況下，除靠近起火通道的小部分區(qū)域，兩側(cè)站廳危險高度處的能見度均未降至13 m，且起火通道內(nèi)的能見度降至13 m所經(jīng)歷的時間最長；關(guān)閉防火門A時，雖然能夠?qū)煔庾韪粼诰植繀^(qū)域內(nèi)，但起火通道內(nèi)的能見度將迅速下降，且站廳B的能見度也最終會降至13 m。

4　結(jié)論

1)防火門與通風系統(tǒng)的聯(lián)動可將煙氣控制在部分區(qū)域，關(guān)閉起火換乘通道一端的防火門，與起火通道相連通的站廳排煙，其他未起火區(qū)域補風時，煙氣能夠被控制在起火換乘通道和排煙側(cè)站廳內(nèi)，不向其他區(qū)域蔓延，但該模式會加快起火通道CO濃度上升和能見度降低的速度，通道內(nèi)客流密度較大或者不能及時疏散通道內(nèi)乘客的情況下不建議采用該模式。

2)各防煙分區(qū)均采用排煙動作雖然會導致煙氣向車站各個區(qū)域蔓延，但煙氣的沉降速度較慢，6種模式中，該模式下人眼高度和危險高度的CO濃度最低，2站廳的能見度始終高于安全逃生的最低限值。

3)針對3 MW規(guī)模的乘客行李火災(zāi)，按照地鐵工程防排煙設(shè)計風量，兩側(cè)站廳對起火換乘通道進行補風不能將煙氣控制在起火通道內(nèi)，且會加速通道內(nèi)煙氣的蓄積和沉降，導致蔓延至兩側(cè)站廳的煙氣與新鮮空氣發(fā)生摻混，加快各防煙分區(qū)CO濃度上升及能見度下降的速度，不利于站廳各區(qū)域的人員逃生。因此，在此類車站的防排煙設(shè)計中，換乘通道發(fā)生火災(zāi)時，建議采用各防煙分區(qū)全排煙的通風模式。

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