基于計算流體力學的呼吸式幕墻火災特性分析

基于計算流體力學的呼吸式幕墻火災特性分析

0呼吸式幕墻火災呼吸墻又稱熱脈墻和雙墻，由兩層玻璃幕墻和中間的通風氣能交換通道（熱通道）組成。這種幕墻最早出現(xiàn)在20世紀80年代的歐美國家,由于可獲取大量日照,提供良好的自然通風,既可節(jié)約能源,又能為室內提供舒適的環(huán)境,其應用越來越廣泛。由于內外幕墻之間有較寬的熱通道,雖然平時可利用煙囪效應實現(xiàn)自然通風,但在火災時可能成為煙和火向上層蔓延的通道,加速火災豎向蔓延,給消防安全帶來不利影響。目前,世界各國的防火規(guī)范中尚沒有針對呼吸式幕墻建筑的專門規(guī)定。我國現(xiàn)行國家標準《建筑設計防火規(guī)范》(GB50016—2006)和《高層民用建筑設計防火規(guī)范》(GB50045—95)的規(guī)定基本相同,都要求采用玻璃幕墻的建筑在其上下層之間設置高度不低于0.8m的窗檻墻,且玻璃幕墻與每層樓板、隔墻處的縫隙應采用防火材料封堵。中國香港地區(qū)的規(guī)范中也只要求上下兩層窗口之間有高度不低于0.9m的窗檻墻。澳大利亞和新西蘭的防火規(guī)范中也有類似規(guī)定,即在上下層之間應設置不低于一定高度的窗檻墻,其中,新西蘭防火規(guī)范規(guī)定可以用防火挑檐代替窗檻墻。目前,國內外對呼吸式幕墻的研究多集中于幕墻的結構設計及節(jié)能分析,而對其火災問題研究甚少。郭大剛等對呼吸式幕墻的性能化消防設計做了初步研究,認為窗檻墻具有較好的防火作用。除此之外,未見有對呼吸式幕墻火災問題進行研究的文獻。為了初步了解火災煙氣在呼吸式幕墻內的運動情況,本文利用CFD軟件FDS(FireDynamicsSimulators)對呼吸式幕墻建筑發(fā)生火災時煙氣的蔓延情況進行模擬分析。模擬時,考慮窗檻墻高度、防火挑檐寬度、幕墻通道寬度、外幕墻破碎及室外風速對煙氣流動的影響。1大試模型的建立FDS是一種以火災中流體運動為主要模擬對象的計算流體動力學模型,主要求解低速熱力流動的N-S方程,并著重于模擬火災時的煙氣運動和熱量傳遞。本文在模擬時,采用了大渦模擬模型。大渦模擬把包括脈動在內的湍流瞬時運動通過濾波方法分解成大尺度運動和小尺度運動兩部分,大尺度量通過求解微分方程直接計算,小尺度運動對大尺度運動的影響通過建立亞網格模型來模擬,簡化了計算工作量和對計算機內存的需求。1.1控制方程式12質量常數(shù)的固定方程?ρ?t+??ρu?=0(1)?ρ?t+??ρu→=0(1)式中ρ為密度,kg/m3;u?u→為速度矢量,m/s。2壓力pρ(?u??t+(u???)u?)+?p=ρg+f?+??τ(2)ρ(?u→?t+(u→??)u→)+?p=ρg+f→+??τ(2)式中p為壓力,Pa;g為重力加速度,m/s2;f?f→為作用于流體上的外力(除重力外),N;τ為黏性力張量,N。3導熱系數(shù)hu的測定??t(ρh)+??(ρhu?)=?p?t+u???p???q?r+??(k?T)+??t(ρh)+??(ρhu→)=?p?t+u→??p-??q→r+??(k?Τ)+∑i??(hiρDi?Yi)(3)∑i??(hiρDi?Yi)(3)式中h為比焓,J/kg;k為導熱系數(shù),W/(m·K);q?q→r為輻射熱通量,W/m2;T為溫度,K;Di為第i種組分的擴散系數(shù),m2/s;Yi為第i種組分的質量分數(shù)。4體積內各組分最佳生成率的確定??t(ρYi)+??(ρYiu?)=??(ρDi?Yi)+m˙′′′i(4)??t(ρYi)+??(ρYiu→)=??(ρDi?Yi)+m˙?i(4)式中m˙m˙?i為單位體積內第i種組分的質量生成率,kg/(m3·s)。5氣體常數(shù)i/ip0=ρTR∑i(Yi/Mi)(5)∑i(Yi/Μi)(5)式中R為氣體常數(shù),J/(mol·K);Mi為第i種組分的摩爾質量,kg/mol。1.2deifus3.3采用Smagorinsky亞網格模型,流體的黏性系數(shù)可表示為μL=ρ(CsΔ)2[2(defu?)?(defu?)?23(??u?)2]1/2(6)μL=ρ(CsΔ)2[2(defu→)?(defu→)-23(??u→)2]1/2(6)式中Cs為Smagorinsky常數(shù);Δ為濾波寬度,m;defu?u→表示速度矢量的變形張量。相應的導熱系數(shù)和擴散系數(shù)表示為kL=μLcpPr,(ρD)L=μLSc(7)kL=μLcpΡr,(ρD)L=μLSc(7)式中Sc為施密特數(shù);Pr為普朗特數(shù);cp為定壓比熱。1.3燃料與氧-3-菌株的質量分數(shù)燃燒模型采用混合分數(shù)燃燒模型,混合分數(shù)的定義可表示為Z=sYF?(YO?Y∞O)sYIY?Y∞O,s=vOMOvFMF(8)Ζ=sYF-(YΟ-YΟ∞)sYYΙ-YΟ∞,s=vΟΜΟvFΜF(xiàn)(8)式中YF為燃料的質量分數(shù);YIF為燃料源處燃料的質量分數(shù);YO為氧氣的質量分數(shù);Y∞O為初始環(huán)境中氧氣的質量分數(shù);MO為氧氣的相對分子質量;MF為燃料的相對分子質量;vO為氧氣的化學反應計量系數(shù);vF為燃料的化學反應計量系數(shù)。1.4輻射模型的求解輻射是火災中重要的傳熱方式,它對整個系統(tǒng)參數(shù)的影響,體現(xiàn)在能量平衡方程中代表輻射傳熱的源項中。根據輻射傳熱方程中物體輻射強度對立體角依賴關系的簡化程度,可以把輻射數(shù)學模型分為通量模型、輻射離散傳熱模型和離散坐標模型;而根據實際物體輻射強度對波長和溫度的依賴關系,可分為灰體輻射模型、窄帶輻射模型和寬帶輻射模型。本文采用離散坐標窄帶模型,它可以在不增加計算量的前提下,提高輻射傳熱計算的準確度。在進行數(shù)值求解時,FDS對空間坐標的微分項采用二階中間差分法離散,對時間坐標的微分項采用二階runge-kutta法離散,對Poisson方程形式的壓力微分方程則采用傅立葉變換法直接求解。因此,可以得到比較準確的結果。2物理模型2.1建筑幕墻高度本文以天津某酒店為例進行模擬分析。酒店共14層,1～5層每層6.0m,第6層6.6m,1～6層每層中部為夾層,7～12層每層3.3m,第13層高3.6m,第14層高3m,最頂層客房距地面63m,幕墻高度為92m。建筑內幕墻采用中空鋼化玻璃,外幕墻采用鋼化夾膠玻璃,內外幕墻間距為0.86m,空氣從幕墻下部進入,頂部排出。具體CFD模型見圖1。2.2模擬條件配置1玻璃的移動試驗針對該建筑所用幕墻玻璃進行了多次火災破碎試驗,試驗照片和測點布置情況見圖2。試驗裝置如圖2(a)所示,玻璃固定在自行設計的可移動鋼結構滑軌裝置上,試驗時可以調節(jié)玻璃距火源的位置?；鹪礊楣扪b丙烷氣,位于可移動的燃燒室內,測點布置在玻璃的迎火面,見圖2(b)。試驗的主要測量參數(shù)即玻璃破碎時的溫度。經過4次試驗,發(fā)現(xiàn)該玻璃破碎的臨界溫度在600～800℃之間。因此,模擬時將玻璃破碎溫度設為700℃。2組織/熱釋放速率qf考慮最不利的情況,采用客房發(fā)生轟燃時的熱釋放速率,用托馬斯轟燃公式進行計算。Qf=7.8At+378AwHw???√(9)Qf=7.8At+378AwΗw(9)式中Qf為發(fā)生轟燃時的熱釋放速率,kW;At為房間的內表面積,m2;Aw為通風口面積,m2;Hw為通風口高度,m。將客房特性參數(shù)代入式(9),得Qf=7.8×221.8+378×3×1.414=3333為保守計算,設定火源為穩(wěn)態(tài)火,并在式(9)的基礎上考慮1.5的安全系數(shù),得此客房內火源的熱釋放速率為5MW。3環(huán)境條件設室內外初始溫度均為20℃。對窗檻墻高度Hc=0.8m的情況,考慮了風速影響,其余情況設定室外風速為0m/s。4大火發(fā)生的地方設火災發(fā)生在A區(qū)2層中部的某一客房內,標高6m,見圖3。5均勻布置測點布置客房發(fā)生火災后對其上1層客房影響較大。因此,在著火房間上1層的幕墻通道內均勻布置了11個測點,分別以T0～T10標識;在上1層客房的中間兩塊幕墻玻璃中心附近各布置1個測點,以Ta和Tb標識。3結論分析計算云圖較多,不能一一列舉,僅對窗檻墻高度Hc=0.8m的情況作詳細說明。其他模擬結果見表1。3.1煙氣蔓延和安全隱患對窗檻墻高度(Hc)為0.8m和1.2m的情況分別進行了計算。Hc=0.8m時的煙氣蔓延過程見圖3。煙氣蔓延過程中的速度分布云圖見圖4。煙氣蔓延過程中的溫度分布云圖見圖5和6。從圖5可以看出,72s時火焰蔓延出起火房間,內層玻璃幕墻破碎。從圖3可以看出,由于熱通道的煙囪效應,煙氣在85s時便蔓延至酒店頂層,99s時蔓延至幕墻最頂端。煙氣平均蔓延速度為4.4m/s,最大蔓延速度約8m/s。在煙氣蔓延路徑上,若有內層玻璃幕墻開啟或由于受高溫而破碎,則煙氣很快會蔓延至相應客房,對人員疏散造成不利影響,見圖2(c)。由圖5和6可知,煙氣剛沖出著火房間時,溫度最高可達750℃;隨著周圍空氣的卷入,溫度很快降低到700℃左右;在向上蔓延的過程中溫度逐漸降低,蔓延到32m時(酒店中部客房),最高溫度為130℃;蔓延到60m時(酒店最頂層客房),最高溫度為76℃。Hc=0.8m和Hc=1.2m時,著火點上層房間內幕墻附近的測點(Ta和Tb)溫度變化見圖7。從圖7可以看出,Hc=0.8m時,Tb的最高溫度為390℃,低于幕墻玻璃破碎溫度?？梢?.8m高的窗檻墻可以起到一定的防火作用。當窗檻墻高度增加到1.2m時,著火層上層客房的內幕墻附近的溫度變化并不明顯。從表1可以看出,增加窗檻墻高度,對煙氣的流動影響很小?？梢?增加窗檻墻高度不能起到更好的防火效果。3.2防火挑砌寬度dt對ta、tb的溫度影響對防火挑檐寬度Dt=0.4m和Dt=0.6m的情況分別進行了模擬,結果見圖8和表1。從圖7和8可以看出,增設防火挑檐后,Ta和Tb的溫度平均下降了50℃;防火挑檐寬度Dt從0.4m增加到0.6m后,Ta和Tb的溫度平均下降了30℃。從煙氣的蔓延情況來看,增設防火挑檐后,煙氣的蔓延速度明顯降低,Dt=0.6m時,平均蔓延速度為1.2m/s。同時,蔓延過程中煙羽流的溫度下降加速,蔓延到酒店最頂層時,煙氣溫度最高為62℃?？梢姺阑鹛糸芫哂邪迅邷責煔馔葡蛲饽粔Φ淖饔?增設防火挑檐可以起到較好的防火效果。3.3熱通道寬度的影響對熱通道寬度、Dm=1.2m、Dm=1.6m和的情況分別進行了模擬,結果見圖9和表1。熱通道變寬后,煙氣蔓延時會卷吸更多空氣。因此,從圖9可以看出,隨通道寬度增加,測點T0～T10的溫度逐步降低。從表1也可以看到,熱通道加寬后,煙羽流的最高溫度、煙氣蔓延到酒店最頂層時的溫度均會降低,Dm=2.0m時,兩者溫度分別為405℃和50℃,較Dm=0.86m時分別降低345℃和30℃。熱通道變寬后,對煙氣的蔓延速度沒有明顯影響。3.4熱通道內溫度分布對正對著火房間的外幕墻破碎的情況進行了模擬,結果見圖9和表1。外幕墻破碎后,測點T0～T10的溫度大大降低,溫度曲線相當平緩,最高溫度僅為149℃,見圖9。這是由于大量高溫煙氣從破碎口蔓延到大氣中,大大減少了對上層幕墻的影響。從表1可以看到,熱通道內的最高溫度、煙氣的平均蔓延速度等都較外幕墻破碎前大大降低。因此,在設計幕墻時,可以考慮內幕墻使用比外幕墻具有更好耐火性能的玻璃,以利于火災蔓延至熱通道后,外幕墻先于內幕墻破碎。3.5有風情況下煙氣蔓延對Hc=0.8m的情形,施加隨高度變化的風速。風向正對著幕墻熱通道時,對建筑內的煙氣流動影響最大,且該風向為該建筑所在地區(qū)的夏季主導風向,因此,將風向取為正對著幕墻熱通道的方向。風速函數(shù)為式中V為風速,m/s;V0為高度Z0處的風速,m/s;Z為距地面的高度,m;Z0為最大高度,m。取Z0為建筑最大高度93m,V0為3m/s和6m/s分別進行,結果見表1。根據模擬結果,在有風的情況下,煙氣蔓延會加速,風速越大,煙氣蔓延速度越大。受風速影響,煙氣蔓延過程中會卷吸更多空氣,煙羽流的溫度下降較無風時快。當V0=6m/s時,煙氣蔓延平均速度可達7.3m/s,蔓延到14層客房時溫度為50℃,較無風時下降30℃。4呼吸式幕墻防火設計的建議1)內幕墻破碎后,煙氣首先撞擊外幕墻,然后沿幕墻通道向上蔓延,蔓延過程中高溫煙氣貼近外幕墻;在煙氣蔓延路徑上,若客房的窗戶開啟或其內層玻璃幕墻破碎,則煙氣會很快蔓延至該客房,對人員疏散造成不利影響。2)0.8m高的窗檻墻可以起到一定防火作用,在此基礎上再增加窗檻墻高度,并不能起到更好的防火效果。3)增設防火挑檐會降低煙氣蔓延速度及上層內幕墻附近的溫度,減少煙氣對著火層以上各層客房的影響,并且具有把高溫煙氣推向外幕墻的作用,可以起到較好的防火效果。挑檐越寬,效果越明顯。4)加寬幕墻的熱通道可以明顯降低煙氣的最高溫度及蔓延過程中的溫度,但對煙氣的蔓延速度并無明顯影響。5)外幕墻破碎后,大量高溫煙氣會從破碎口蔓延至大氣中,可大大降低高溫煙氣對上層幕墻的影響。6)在有風的情況下,煙氣蔓延速度會明顯加快,但煙氣的最高溫度及蔓延過程中的溫度有所下降。