火灾烟气流动（精选7篇）
火灾烟气流动 篇1
摘要：针对不同坡度下施工中的隧道发生火灾情形,利用临界性的温度与能见度作为判据,对一长300m施工中的隧道进行火灾数值模拟。设置场景为盾构机起火,隧道采用压入式供风,获得了不同隧道坡度情况下不同测点处火场温度与烟气浓度的变化及到达临界状态的时间,分析火场温度与烟气浓度分布随坡度的变化规律。
关键词：隧道火灾,数值模拟,安全疏散,临界温度,临界能见度
对于隧道建设施工而言,一定坡度(即斜度)是常常存在的,而坡度在一定程度上影响隧道火灾所产生烟气的流动性。文献[1]中,作者仅就施工中的平直隧道火灾烟气的运移性进行了一定的分析和研究。事实上,坡度在实际的隧道工程中是普遍存在的。由于在这种有坡度的盲巷中施工,人员的安全疏散出口唯一,加之安全疏散快慢还与巷道的起伏有关;一旦发生火灾,人员疏散变得极为艰难。因此,对火灾时具有一定坡度的盲巷内热烟气的运移规律进行分析很有必要。但是,对于隧道这样的地下工程,进行现场火灾试验存在着费用高、安全性差而且难以取得试验数据等缺点;而借助先进的计算机仿真模拟技术可以获得同等情况下的一些数值,这些数值往往可以得到实际火灾试验所获得数据的验证。对于具有一定坡度的盲巷中火灾烟气运移性采用FDS进行分析研究。
1疏散条件
在盲巷中施工,一旦发生紧急情况,人员的逃生方向只有一个,即往开口端疏散的方向。而火灾一旦发生,火灾所产生的火灾温度场的分布、烟气的迁移性和安全通道的状况决定了现场施工人员能否成功安全疏散。在充分考虑安全裕度等实际情况下,选择50℃为临界温度,即火场温度超过50℃,人要安全疏散几乎不可能。TadahisaJin的研究显示,在建筑物内的人员安全疏散试验中,影响火灾时人员安全疏散的一个重要因素是烟气浓度,另一个重要因素是人员对建筑物内疏散路线的熟悉程度。一般来说,若要在火灾现场中顺利安全地疏散出来,对于熟悉建筑内安全疏散路线的人需要不小于4m的可视距离;对于不熟悉建筑内安全疏散路线的人,则需要不小于13m的可视距离。一般来说,隧道中施工的人员对安全疏散的路线较为熟悉且相对固定,取4m的可视距离作为临界能见度,认为能见度小于4m的可视距离时隧道内人员安全疏散几乎不可能。
2火灾数值模拟
2.1建立模型
目前,钻爆法和盾构法(TBM)是隧道施工两种主要方式,而具有掘进速度快、效益好的盾构法被广泛应用在大断面、长距离的隧道掘进施工中。以盾构法施工中的长为300m的隧道作为数值模拟对象,其断面为4m×5m(宽×高),盾构机距离隧道入口12m,压入式供风风管出风口距离隧道入口70m,火源尺寸为4m×4m,出风口如图1所示。
盾构机位置即火源位置。这主要是因为施工隧道中发生火灾可能性最大的是盾构机,一般情况下一个盾构机配有一个液压油箱,不同型号的盾构机对应不同的液压油量。经过计算表明,对于中型的盾构机,其火源功率可取17 MW,这其中含有3100L液压油及油管、电缆与输运带等附件燃烧时所释放的热释放速率之和。压入式供风风管风速选取24m/s(即风量30m3/s)。以隧道左端为起点,在30(即距火源18 m,见图1)、60、120、240、300m等中心位置设置B、C、E、F、G测点。
选取10个工况±20°、±15°、±10°、±5°、0°和-7.5°(其中:±表示上、下倾斜隧道中心线与水平面的夹角)作为分析对象,考察坡度对隧道中火灾烟气运移及火场温度分布的影响。
2.2边界参数设置
建立的左端封闭、右端处于自然开口状态的隧道模型,30℃的环境温度,17MW的火源最大热释放速率,边壁为热厚性边界,即“CONCNETE”。
3结果与分析
用T-30-2.5与S-30-2.5分别表示B测点(距左端30m,高度为2.5m)的温度与可视距离,其余测点以此类推。
3.1不同坡度下火灾温度场分布
为了便于分析,只考虑在隧道中同一位置测点温度随不同坡度的变化趋势。考虑到隧道模型火源端、开口端温度分别受火源和风流影响,选取隧道中间的E测点作为不同坡度下的分析点。由图2可知,测点E的温升曲线总体表现为上向倾斜温升起变点先于下向倾斜的起变点,表明上向倾斜更利于热烟气的运移;随着上向倾斜由0°至+20°的变化,温升变化曲线几乎重叠,区分不够明显,由于热烟气驱动机理发生了改变,变得与上向坡度无关。
随着下向倾斜角度由 -5°变化至-20°,温升曲线存在突变,由-5°坡度时的近似上向倾斜的温度曲线突变为:前100s内上升较为温和,而在100~150s内急剧上升,温升速率最大达到1.4℃/s(见图2中的-10°、-15°与-20°的温升曲线)。主要是因为隧道下向倾斜不利于热烟气纵向运动,使携带大量热量的热烟气在封闭端积累,累积到一定程度,大量高温热烟气在强大的惯性力推动下到达中间测点E点,使得E测点温度急速上升。
3.2坡度与烟气迁移
同样,烟气浓度在施工隧道中同一位置随不同坡度变化,如图3所示。由图3可知,随着倾斜角由-20°变化至+20°的过程中,烟气浓度曲线(即能见度曲线)下降部分(即“跳变”)到来得较早,这得益于下向倾斜不利于烟气的上升,而上向倾斜则利于烟气的上升。下向倾斜只有待热烟气充满封闭端后才有足够的惯性力往前推进,使得烟气浓度曲线的“跳变”随着下向倾斜程度的加深而延后。上向倾斜的坡度对烟气浓度曲线影响明显小于下向倾斜的坡度对烟气浓度曲线的影响,这在图3中可以看出,上向倾斜烟气浓度曲线分布较为密集,而下向倾斜则较为松散。
3.3坡度对临界温度与临界能见度的影响
不同坡度隧道在发生火灾时,临界温度和临界能见度随隧道坡度沿隧道纵向运移规律对于不同坡度的隧道施工中人员安全疏散具有重要意义。通过数值模拟,各个不同坡度下的测点达到临界温度所需时间和达到临界能见度所需时间分别列于表1、表2中。
以隧道坡度为横坐标,到达各个临界点所需时间为纵坐标,建立坐标图示,用于对比 分析,如图4~ 图6所示。由图4、图5可知,坡度对达到临界温度所需时间与达到临界能见度所需时间的影响基本相同。坡度对B测点几乎无影响,曲线保持与横坐标大致平行。对于其余测点,坡度由-20°变化至+20°的过程中,其所需时间呈下降态势,达到临界能见度所需时间和达到临界温度所需时间随着坡度增加而减少,这与前述相吻合,但随着倾斜度的增加到达临界值所需时间变短且曲线趋于平缓。
由图6可知,在隧道坡度变化过程中,随着测点距离的增加,到达临界能见度所需时间曲线与到达临界温度所需时间曲线发生了交错和错位。在图6(a)、(b)中,两曲线发生了交错,该交点的存在显示临界能见度到达时间和临界温度到达时间相等,即同时到达。此外,还存在一个相对应的坡度。由图可知,该坡度处于下倾斜7.5°附近,表明坡度可以影响隧道火场的温度分布和烟气运移;在图6(a)中,在B点位置临界能见度所需时间始终大于到达临界温度所需时间,即不管隧道坡度如何变化,临界能见度晚于临界温度达到;而在图6(d)在F点位置临界能见度所需时间始终小于到达临界温度所需时间,即临界能见度先于临界温度达到。
图4不同坡度下各个测点达到临界温度所需时间曲线
图5不同坡度下各个测点达到临界能见度所需时间曲线
坡度对各个测点的到达临界能见度与临界温度所需时间影响明显,总体上是 随着隧道 坡度由下 向倾斜 (20°)往上向倾斜(+20°)的过程中到达各个测点时间在减少,这得益于热烟气的运动受浮力、惯性力、隧道沿程阻力及重力等多种因素作用的结果。事实上,由图7可知,在整个隧道坡度的变化过程中,对于水平盲巷(图7(b)),靠惯性力来推动热烟气的运动;对于下倾斜(图7(a)),重力沿隧道纵向的分力对热烟气有一定下沉作用,但其相对于热烟气所产生的浮力而言,对烟气运动的影响较小。因而,热烟气的主导因素应是其所受到的惯性力和浮力。热烟气尽管受到了惯性力的推动,但还要受到浮力沿隧道纵向分力的阻滞作用。对于上向倾斜(图7(c)),重力沿隧道纵向分力对烟气作用可以忽略,热烟气除了受惯性力推动之外 还要受到 浮力沿隧 道纵向分 力的加速作用。
图6各不同测点达到临界温度及临界能见度所需时间曲线
4结论
(1)下向倾斜不利于烟气沿巷道的迁移,而上向倾斜更利于烟气的流动,从而在温度分布上表现为上向倾斜温升曲线起变点早于下向倾斜,在烟气浓度上表现为下向倾斜的烟气浓度曲线“跳变”晚于上向倾斜的。
(2)对于下向倾斜,惯性力和浮力成为烟气的运移的主导因素,其中起阻滞作用的是热浮力沿隧道纵向分力,其与惯性力反向;对于上倾斜,烟气除了受惯性力推动之外还要受到起加速作用的热浮力沿隧道纵向的分力;而对于平直盲巷来说,惯性力是烟气的运移主要推动力。
(3)隧道坡度对达到临界能见度所需时间曲线与达到临界温度所需时间曲线影响基本趋于一致,随着测点距离的变化,两个所需时间曲线发生了交错与错位,在火源近、远端存在临界温度与临界能见度到来先后确定的相位关系,即隧道坡度对其无作用。
地铁列车火灾烟气运动规律探讨 篇2
1 试 验
1.1 试验火源位置的确定
考虑最不利火灾场景,模拟火灾试验的起火部位在列车尾部(火源位置1)和列车中部(火源位置2),如图1所示。试验选用热值较高且发烟量大的柴油作为试验燃料,并采用油盘来控制火源功率大小。
1.2 模拟火灾试验场所及试验工况
在自行修建的地铁车站缩尺实体建筑模型(缩尺比例为1∶5)中开展模拟火灾试验。模拟火灾试验方案考虑了平时正常通风换气和火灾时防排烟两种工况,试验工况如表1。油盘尺寸275 mm×275 mm。
1.3 测点布置
采用自行编制的试验综合测试系统对数据进行测试。测点布置情况如图2和图3所示。图中测试柱包括烟气流速测点1个和环境压力测点1个,其中烟气流速测点布置在0.6 m高处,环境压力测点布置在0.3 m高处,站厅和站台分别有1根这种测试柱。
2 试验结果讨论
2.1 横向烟气流速
表2为正常通风情况下和防排烟情况下站厅出口1和出口2处横向最大烟气流速。可知,站厅出口处的烟气流速均小于1 m/s,最大横向烟气流速为1.1 m/s。由于出口处烟气流速比地铁站厅和站台的其他地方的横向流动速度更大,因此从站厅出口处的烟气流动速度可知地铁火灾横向烟气流速为1 m/s左右。
2.2 纵向烟气流速
图4和图5分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台层纵向烟气流速变化情况,其中T81是站厅纵向烟气流速,T82是站台纵向烟气流速。
表3和表4分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台纵向最大烟气流速。可知,在地铁火灾中,不论起火部位在什么位置,纵向烟气流速为1 m/s左右,最大可达1.55 m/s。着火初期纵向烟气流速为0.3 m/s左右,启动防排烟系统以后纵向烟气流速均达1 m/s左右。
2.3 环境压力测试数据分析
图6和图7分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台层压力变化情况,图中T91为站厅压力,T92为站台压力。
表5和表6分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台最大压力变化范围。正常通风情况下,站厅的最大正压和最大负压分别可达3.7 Pa和-4.3 Pa,站台的最大正压和最大负压分别可达2.8 Pa和-3.4 Pa;而在防排烟情况下,站厅和站台的最大正压和最大负压均不超过1.3 Pa和-1.2 Pa,火场压力变化不大,这说明防排烟系统对火场压力起到了一定的平衡作用。
由于地铁与外界之间的相对隔绝性,为保证内部具有较好的空气质量,应使地铁内部与外界直接进行空气交换。地铁内部有大量的乘客和工作人员,为维持其正常呼吸,也应保证平时有大量的新鲜空气进入。由于地铁内可能发生火灾,为保证人员安全,必须把火灾中大量烟气及时有效地排出,因此地铁的通风换气系统中还应考虑防排烟系统的设计。在实际地铁中,由于列车运行所产生大量的热量、乘客散发的大量热量和湿气,都需要空气调节系统调节。但进行地铁缩小比例的火灾实验时实验模型内不可能有大量乘客产生热量和湿气,也没有列车运行所产生的热量,所以没有设计空调系统,只考虑平常的通风换气系统和火灾时的防排烟系统。
3 结束语
根据模拟火灾试验观测记录和试验中火源温度、烟气温度、烟气浓度、烟气流速(包括纵向和横向烟气流速)和环境压力(站厅和站台的环境压力)等测试数据的分析和相似理论研究结果,可得出以下研究结论:
(1)在地铁火灾中,不论起火点在什么位置,其横向烟气流速均为1 m/s左右,着火初期的纵向烟气流速为0.3 m/s左右,启动防排烟系统以后纵向烟气流速均达1 m/s左右,最大可达1.55 m/s。按照相似理论,模拟火灾与实际火灾的速度关系Vm=Vaλundefined,此处λL=1/5,则Va=Vm/λundefined≈2.24 Vm。因此,在实际火灾中,地铁内横向烟气流速大约为2.24 m/s,着火初期的纵向烟气流速约为0.67 m/s,启动防排烟系统后纵向烟气流速均达2.24 m/s左右,最大可达3.47 m/s。
(2)根据1∶5的缩尺寸模拟火灾试验结果可得,正常通风情况下,站厅和站台的最大压力均不超过5 Pa;在防排烟情况下,站厅和站台的最大压力均不超过1.5 Pa;按照相似理论,模拟火灾与实际火灾的压强关系Pm=PaλL,此处λL=1/5,则Pa=Pm/λL=5Pm。因此,正常通櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒风情况下,站厅和站台的最大实际压力均不超25Pa;防排烟情况下,站厅和站台的最大实际压力均不超7.5Pa。
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火灾烟气流动 篇3
Suard等人采用数值模拟的方法对小尺度单室门口处气体的温度和速度分布进行了研究,并将数值模拟结果与试验结果进行了对比,两者结果基本一致。国内赫永恒等人设计了小尺寸房间及走廊条件下的烟气流动模型进行试验,并运用FDS火灾模拟软件对相同尺寸的房间及走廊模型烟气流动进行数值模拟,结果显示试验与数值模拟结果一致。笔者针对防护工程空间狭小、走廊较长、无法开设窗户等特点,根据相似原理搭建“单室-走廊”模型试验台和数据采集系统,以期得到防护工程单室火灾时烟气通过单室门流量走廊的烟气流量与单室内烟气层温度之间的关系。
1 试验台设计与搭建
1.1 试验台搭建
试验选择某防护工程的一个防火分区作为原型,由一个火源房间和长通道组成,中间为走廊(尺寸为60 m×2m×3m),火源房间尺寸为4.8m×3.0m×2.4m,房间开一个高2.0m、宽0.8m的门,没有窗户,走廊近火远端封闭。以模型与实体比例为1∶4建立模型。根据传热学相似理论和关键相似准则,可推导出模型火灾和原型之间所遵循的对应关系,模型与原型之间温度尺度为1∶1,时间尺度为1∶2 ,燃烧热尺度为1∶64。
1.2 火源及工况设置
模型试验的火源采用正庚烷作为燃料,采用直径分别为10.0、14.1、20.0cm的圆形油盘,分别放置100、200、300mL的燃料,并结合走廊宽度和高度的变化共进行了10个工况的试验,如表1所示。
1.3 数据采集系统及测点布置
本文只涉及温度采集系统,温度测量采用直径0.5mm的K型热电偶,经过采集模块处理后将数据显示在采集软件上,能够实时的采集、观察和储存各测点处的温度情况。单室内共布置3个热电偶树(T1~T3),在火源和墙壁的中央位置布置一束热电偶T1,其测量的温度即可以代表火源区外大部分位置的温度,为考虑壁面对其附近的气体温度的影响,在靠近壁面拐角处也相应的布置热电偶树T2,距两个壁面均为5cm,并在门口中央处布置一束热电偶T3。竖直方向上,单室内3个热电偶树均包含8个热电偶,自下至上分别为1#~8#热电偶,最上方距顶棚和最下方距地面均为2cm。
2 结果与讨论
2.1 门口向走廊扩散烟气流量计算
双区域模型认为火灾单室内分为上下两层:上层热烟气层和下层冷空气层,并且同一分层之内气体的物理参数值一致,热烟气与冷空气之间的卷吸只发生在交界面处。基于门口处的压力分布,通过推导可以计算得出门口处热烟气流出和冷空气流入的方程,如式(1)、式(2)所示。
式中:分别为流出和流入单室的气体质量流量,kg/s;Cd为流通系数,Steckler等人通过研究认为门口处流通系数为0.7;wo为单室门宽度,m;ρa、ρ∞分别为单室内热烟气和冷空气密度,kg/m3;g为重力加速度,m/s2,南京取9.795m/s2;HN为中性面高度,m;HD为单室内烟气层高度,m;Ho为单室门高度,m。
在方程(1)和(2)中,单室内热烟气层高度HD可以通过试验过程记录得到,忽略燃料的质量损失速率,根据质量守恒定律,认为流出单室的热烟气量和流入单室的冷空气量相等,即通过联立式(1)和式(2)可以计算得到中性面高度HN,最后将HN代入式(1)即可得到流出单室的烟气质量流量。
定义无量纲烟气流量m*,如式(3)所示。
式中:Ao为单室门面积。
无量纲单室内烟气层温度y,如式(4)所示。
式中:Ta、T∞分别为单室内热烟气层温度和冷空气层温度,K,所有试验在环境温度为307~310K时进行。
图1为单室流向走廊的无量纲烟气流量与单室内无量纲烟气层温度之间的关系。发现无论火源增长过程还是衰减过程,无量纲烟气质量流量增大(减小)随着无量纲烟气层温度变化遵循指数增长(衰减)规律,通过对试验数据拟合后,发现它们之间关系可用式(5)表示,拟合相关系数为0.989。
2.2 试验值与预测值对比
Wang和Quintiere基于理想点源火源及浮力羽流模型,建立了关于门口气体质量流量的经验方程,Quintiere和DenBraven通过模型试验测量了单室火灾时通过单室门口流向走廊的气体质量流量,将试验结果与Wang和Quintiere提出的经验方程预测结果对比发现,经验方程可以较好的预测试验结果,式(6)为经验方程。
式中:λ为卷吸系数,取0.5;w为门的无量纲宽度,w=W/Ho。
图2为试验结果与Wang和Quintiere提出的经验方程的预测结果对比及二者之间的误差绝对值。
可以看出,试验结果与预测结果总体发展趋势一致,均遵循指数发展规律。在y<1.5的区域内,试验值与预测值基本相同,当y>1.5时,试验结果与预测结果的差值随无量纲烟气层温度的增大而逐渐增大,二者之间误差值均在15%以内。将试验数据和经验模型预测值进行对比,研究二者之间的关系,图3为试验值与经验公式预测值之间的变化关系。将两类数据进行拟合后发现试验值与预测值之间存在线性关系,式(7)所示为试验值(m*exp)与预测值(m*pre)之间的拟合结果,拟合相关系数为0.987。
2.3 走廊尺寸对烟气流量影响
单室内烟气通过门口流向走廊的质量流量随时间变化,如图4所示。
与单室内烟气层温度随时间变化类似,通过门口的烟气质量流量随着火源规模的增大而增大,火源规模越大,通过门口的无量纲质量流量也越早达到峰值,走廊高度越低,通过门口的烟气质量流量越大,并且峰值提前。同样,从图4的曲线可以发现,无量纲烟气质量流量随宽度的变化不明显。
图5为走廊宽度分别为0.4 、0.5 、0.6m时,采用了直径分别为0.100m和0.141m的模拟油池时,单室内无量纲烟气层温度和单室流向走廊的烟气平均质量流量随走廊宽度的变化,发现虽然平均烟气质量流量和无量纲烟气层温度随走廊宽度变化不明显,但其均随着走廊宽度的增大而略有增加,并且烟气质量平均流量与烟气层温度同时增加。图6为走廊高度分别为0.60、0.75m时,单室流向走廊的烟气平均质量流量和单室内烟气层温度随火源规模变化过程。观察发现走廊高度降低和火源规模增大会导致烟气平均质量流量和单室内烟气层无量纲温度同时增大。
3 结论
(1)试验得到了防护工程单室内发生火灾时单室流向走廊的烟气流量,对试验结果分析后得到了无量纲烟气流量与单室内无量纲烟气层温度之间的指数关系;
(2)将试验得到的无量纲烟气流量与前人研究得到的预测模型进行了对比分析,发现预测与试验值基本一致,最大误差在15%以内,模型预测值与试验值之间呈线性关系;
(3)发现火源规模增大和走廊高度的降低导致烟气流量增大,烟气流量随走廊宽度增加略有增加,走廊宽度产生的影响可以忽略。
摘要：为讨论防护工程单室火灾时单室扩散至走廊的烟气流量特性,搭建模型试验台并开展模型试验,研究烟气流量与单室内烟气层温度之间的关系。结果表明,无量纲烟气流量与单室内无量纲烟气层温度之间遵循指数关系;试验值与经验方程预测值基本一致,误差在15%以内;火源规模和走廊高度对烟气流流量具有显著影响,走廊宽度的影响可忽略。
关键词：防护工程,火灾,烟气,流量模型
参考文献
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火灾烟气流动 篇4
随着经济与社会的发展,隧道已成为交通运输网络中一个重要组成部分。截至2006年,我国公路隧道总数已达3788座,总长已超过184.18万m,3000m以上的特长公路隧道已超过49座。由于公路隧道结构特殊和设施复杂,一旦发生火灾,将严重威胁人们的生命和财产安全。
1 FDS数值模拟模型
本文取武汉长江过江隧道的一部分30米作为研究对象,30m长的模型图如图1所示。
2烟气逆流数值模拟与分析计算
临界风速这个物理量,对于实践具有重要的指导意义。通过模拟分析结果如图2。
3烟气分布模拟分析
随着纵向通风速度的不断增大,烟气逆流长度不断减小并最终为零。
4结论
通过该隧道模型在各工况下的模拟,我们可以发现在1MW的火源功率下,武汉长江过江隧道的临界风速约为1.9m/s。通风状态下,下游空间会更快充满烟气,但是上游空间的烟气会随着纵向风速的增大而逐渐减小直到没有,且烟气层的厚度也会随着增加。所以上游空间的人和物不会受到伤害与破坏,那么危险区主要是下游区域。
参考文献
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建筑火灾烟气危害评价模型及应用 篇5
1火灾烟气危害及危险状态判定
火灾烟气是由三类物质组成的具有较高温度的云状混合物, 即 (1) 燃烧产生的气相产物, 如水蒸汽、CO2等; (2) 流动过程中卷吸的空气; (3) 多种微小的固体颗粒和液滴。一般来说, 烟气的危害主要包括三个方面:毒性作用、高温热辐射、能见度降低。
1.1 毒性作用
毒性气体有两个来源:建筑材料经高温作用发生热分解而释放的热分解产物和燃烧产物。其中, CO和HCN是对人身安全危害比较大的气体。如果认为缺氧是气体毒性的一种特殊形式, 根据中毒的机理不同, 毒性作用又可以划分为单纯窒息、化学窒息和粘膜刺激三种。
烟气毒性的评价需要考虑多种气体的综合作用。一般来讲, 可对场景中有毒烟气各组分的有效剂量进行计算, 实现混合气体的毒性评估。目前国内外相关研究提出了多种量化指标, 其中应用最广的是有效剂量分数FED, 由Hartzell 与Emmons于1988年提出。在FED理论的基础上, 美国国家技术标准局 (NIST) 提出了N-Gas模型, 其假设为:火灾中材料燃烧产物的毒性主要由为数不多的N种气体产生。这个假设已被很多实验证明。由于建模时考虑的气体种类可能有所不同, 实际存在着多种N-Gas模型。最常用的为六气体模型, 即考虑CO, CO2, HCN, HCl, HBr以及缺氧条件的毒性评估模型, 其计算公式见式 (1) :
式中:括号内的气体浓度为某气体折算到30 min时的平均浓度;参数m, b描述了CO与CO2的共同作用对混合气体的毒性贡献, 在暴露时间为30 min的条件下, m, b取值与CO2浓度有关, 由式 (2) 确定:
经试验测定, 对于暴露时间取30 min的情况, 上式的各气体的LC50值参见表1。
根据FED的相关定义, 当FED值达到1.0时, 在平均意义上对人员是致命的。经验统计数据表明, 一般情况下推荐将0.3作为该指标的阈值, 在此情况下11.4%的人员具有明显反应。基于此, 笔者选取0.3作为评价指标的阈值。对燃烧产物的实际危害评估来讲, 该取值是偏于保守的;对建筑性能化防火设计而言该取值是偏于安全的。
1.2 高温作用
刚离开火源的烟气温度可达到800 ℃以上, 随着与火源距离的增加, 烟气的温度会逐渐降低, 但通常在许多区域内这些烟气仍能维持较高的温度, 对人造成灼伤。有关研究给出人能忍受的火场环境条件如下: (1) 在65 ℃中, 能忍受一段时间; (2) 在120 ℃中, 能忍受约15 min; (3) 在175℃中, 能忍受的时间小于1 min。
1.3 能见度降低
能见度不直接对人员造成伤害, 但是会增加人员疏散过程中的伤害概率。烟气层降到人眼高度以下时, 低能见度导致人员对路径判断困难, 行走速度减慢, 延迟了疏散时间, 所以在计算ASET过程中必须考虑能见度的影响。BSDD240建议大空间内能见度小于10 m为达到危险状态的判据。小空间范围内, Babrauskas认为如果人熟悉逃跑路径, 逃跑只需1.6 m的能见度, 对应的光密度OD为0.5 m-1。
1.4 烟气危害评价模型
对于人体而言, 毒性、高温、能见度这三种危害不是孤立的, 它们对人体的伤害是综合的。同时, 烟气危害也是具有累积特性的, 不是瞬时生效的。
目前, 现行判断烟气危险状态的方法一般考虑以下3个要素:火焰和烟气层的热辐射、烟气的高温及烟气中有毒气体的浓度, 具体判别条件如下:当烟气层高度未低于人眼特征高度时, 上部烟气层高于180 ℃即进入危险状态;当烟气层高度低于人眼特征高度时, 烟气层温度达到110～120 ℃或者某种毒性气体体积分数达到临界浓度, 如CO体积分数达到0.25%, 两种条件满足一种即进入危险状态。该方法考虑烟气层高度对危险状态的影响, 但未考虑能见度的影响, 未考虑毒性的综合作用, 而且最重要的是没有考虑毒性及温度作用的累积特性, 所以该方法给出的ASET是不准确的。如该方法认为烟气层下降到人眼特征高度时, CO体积分数达到0.25%对应的时间就是ASET, 假设CO体积分数一直为0.24%, 那么该方法得出的ASET将会是无限长。但实际上随着毒性的累积作用, 人员的生命在此浓度下一般不会超过1 h, ASET是一个有限值。所以现行的ASET判断方法还需要改进。
有关文献提出了SII (烟气伤害指数) 模型, 该模型考虑了能见度对于人员伤害的影响, 认为能见度对毒性和温度作用均起放大作用, 计算公式见式 (3) :
undefined (3)
式中: (1+a) 表示烟气的能见度的放大作用;b为考虑到CO2的协同作用而引入的修正系数;Fa, Fr和Fco2分别表示窒息性气体、刺性气体和CO2的毒性作用, (T-Ta) / (Tcr-Ta) 表示暴露在烟气中30 min时温度对人体的累积伤害。
SII烟气伤害模型考虑了烟气的毒性、温度和能见度的综合作用, 但是将毒性气体作用分为刺性气体、窒息性气体和CO2三种独立项, 未考虑这几种气体对人体伤害的综合作用。
在参考SII的基础上, 笔者提出综合伤害评价模型IHD (Integrated Hazard Dose) , 采用FED来评价多种毒性气体协同作用时对人体的伤害作用。该模型假设如下: (1) 造成人伤害的主要为毒性和高温两种作用, 两种作用都需要考虑累积效应, 评价时取两者中的较大者。 (2) 能见度对毒性和温度作用均起放大作用, 且放大倍数a与烟气光密度OD有对应关系, 见式 (4) :
a=2×OD (4)
对应能见度为1.6 m, 即小空间疏散最小能见度, 光密度为0.5 m-1, 放大倍数a为1.0, 这表示在此极限能见度下, 人不能顺利疏散, 死于烟气的概率增加1倍。
IHD模型的计算公式见式 (5) :
IHD= (1+a) MAX (FED, undefined (5)
式中: (T-Ta) 表示折算到30 min时T与Ta温度差平均值, 与式 (3) 相同。Tcr为30 min时致死概率为50%的临界温度, 暂取88 ℃, Ta为室内初始温度值, 暂取20 ℃。
IHD是一个非负的实数, 相同暴露条件下, 其值越大, 烟气危害越大。当IHD=1时, 死亡的概率为50%。参照FED, 同样选取IHD = 0.3, 作为危险状态判定阈值, IHD=0.3时, 对应的时间就是ASET。
1.5 模型对比
为比较以上三个模型, 将其特点总结见表2。
以ISO 9705的标准燃烧单室为模型进行FDS模拟试验, 火源为单人沙发。利用模拟所得的温度、气体成分等数据, 用现行方法计算所得的ASET为102 s, 而用IHD确定的ASET为176 s。两者的差异主要在于未考虑伤害作用的累积效果。在102 s时, CO的体积分数为0.259%, 但是该浓度下, 人员还可以存活30 min左右, 并未丧失疏散能力, 所以ASET应该大于102 s。
IHD与SII评价的差别主要在毒性作用方面, 为检验两模型的差异, 在多室建筑条件下, 选取下文算例中的卧室为评价对象, 并假设远离卧室的房间起火, 且卧室窗户是关闭的, 以保证卧室升温不明显, 危险状态以毒性控制为主。经模拟计算, IHD给出该房间的ASET为252 s, 而SII确定的ASET为279 s, 两模型指数随时间变化情况见图1所示。两个模型计算结果的差异源于毒性作用是否全面, 在SII中刺性气体作用和窒息性气体都是独立项, 而IHD中的FED是将刺性气体作用与窒息性气体作用共同考虑的, 所以毒性作用比SII更突出, 相应ASET也要早。
2基于FDS和GIS的室内烟气危害评价系统
2.1 系统设计
笔者开发了GIS模型到FDS模型的转换接口, 设计了FDS的时空数据模型, 并根据IHD模型开发了烟气评价系统和基于GIS的数据表现平台。在此基础上实现了如图2的建筑火灾烟气危害评价体系。由图2可见, 系统流程为:读取以GIS格式存储的建筑方案;调用从GIS模型至FDS模型的转换接口, 生成对应的FDS模型;借助FDS模拟工具, 实现火场模拟计算, 并采集数据以时空数据模型的形式进行描述;在此基础上, 根据IHD评价模型对烟气危害进行评价;最终将评价结果在GIS平台上进行展示。
2.2 系统功能
该系统的烟气危害评价主程序在Visual Studio 2005和ArcGIS Engine 9.2平台上开发, 是基于FDS计算的温度、气体成分、能见度等数据的后处理程序。在FDS的数据支持下, 该程序可计算FED和IHD的分布, 在GIS平台上展现, 并且给出烟气危险状态的判定, 确定性能化设计的重要参数ASET。
3算例分析
3.1 算例介绍
该算例为2层住宅, 长10.5 m, 宽9 m, 住宅结构可靠, ASET受烟气控制, 在一层设置两个火源, 即火源1和火源2, 见图3所示。两火源完全相同, 采用t2稳定型火源, 为了突出危害, 火源的最大热释放速率为3.2 MW/m2。除CO、CO2和O2外, 考虑燃烧产生HCl气体。假设所有门窗都是开启的, 但突出卧室的毒性作用, 卧室的窗户是关闭的。烟气危害评价对象仅考虑建筑一层的情况, 暂不考虑二层, 模拟总时长为600 s。
3.2 结果分析
为了方便比较, 将火源1、火源2造成的烟气危害情况分别称为:A情况和B情况。对于整个房间, 认为75%的区域的IHD达到0.3以上即为危险状态。
系统计算结果显示A情况的ASET为419 s, B情况的ASET为318 s, B情况比A情况更危险。A、B两种情况在危险状态时的IHD、FED、温度和能见度在建筑一层的分布见图4～图11。
从毒性、高温、能见度来看, B情况的危害主要受高温和可见性控制, 毒性影响不突出, 而A情况的危害主要受烟气毒性控制, 尤其是靠火源的几个房间, 毒性很大。分析原因, A情况主要是由于起火房间空间较小, 窗洞尺寸不大, 氧气供给不足导致燃烧极其不完全, 产生了大量有毒气体, 使得毒性气体在靠火源附近房间累积较多。而B情况, 火源位于比较大的空间内, 窗洞面积较大, 燃烧较为充分, 发展迅速, 所以温度和烟气在较短时间内达到了危险临界值, 而毒性气体产生不多。概括而言, A情况火灾燃烧不充分, 烟气毒性较大;B情况火灾燃烧充分, 火灾蔓延的可能性较大。
3.3 改进情况
为减小火灾烟气危害, A情况建议加大火源所在的房间窗洞面积, 以及时排烟, 减小毒性气体产生;对于B情况, 建议使用防火门, 并加强墙、楼板的耐火性能, 以防止火势进一步蔓延。
该算例火源1房间窗户尺寸是1.1 m×1.2 m, 假设用1.5 m×1.8 m的窗口替换, 以增大通风面积, A情况FED分布见图12所示。对比图5和图12可以看出, 整个房间的毒性明显降低, 而且危险状态延迟到595 s, 为人员逃生创造了更多的机会。
4结论
建筑室内火灾中, 烟气对人员的伤害严重。笔者在参考SII模型基础上提出的IHD模型, 相比现行烟气危险状态判断方法和SII模型更为全面、合理。利用该模型开发的基于FDS和GIS的烟气评价系统, 可以确定建筑室内的危险状态, 给出ASET, 同时也可以比较不同起火位置对建筑内人员的危害, 找出最危险的起火位置。根据系统给出的烟气危害评价结果, 设计人员可以检验或改进设计参数, 增加建筑的火灾安全性能。
参考文献
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火灾烟气流动 篇6
GB/T 8627-2007是我国针对建筑商使用材料的阻燃防火测试要求标准, 要求建筑材料要在一定的实验条件下, 利用测试实验烟箱中光通量的损失情况来进行建筑材料烟密度的测试。通过测试可以把握建筑材料在燃烧或分解的条件下可能释放烟的程度, 但是由于在整个过程中, 工作人员的操作、仪器和设备的不同, 使得测出的结果千差万别。对建筑材料烟密度检测影响因素进行研究的目的正是希望能够通过对测试的关键环节加以把握, 确保测试结果的准确度。
2 建筑材料烟密度测试标准
GB/T 8627-2007是我国针对建筑商使用材料的阻燃防火测试要求标准, 进行建筑材料烟密度测试要严格执行GB/T8627-2007的要求。GB/T 8627-2007中对建筑材料烟密度的测试方法进行了规定。在烟密度测试标准方面, 除了GB/T 8627-2007之外, 还有GB/T 17651.2-1998和GB/T 8323.2-2008中的相关部分。其中GB/T8323.2-2008还对无焰和有焰燃烧标准物质分别进行了规定[2]。
GB/T 8627-2007中虽然明确规定了在进行光密度测试过程时, 需要在每次测试开始时都要用光吸收率50%的滤光片对仪表进行校准, 但是目前市场上的建筑材料花样繁多, 影响建筑材料烟的产生程度的因素也有不少[3]。如果仅仅是依靠滤光片进行校准则有较高的难度, 而当前烟密度检测的难点就是缺乏能够对检测仪器的整体性能进行评估的标准物质, 这就使得检测仪器在准确性方面存在不足。
3 影响建筑材料烟密度检测主要因素
3.1 建筑材料烟密度测试仪对烟密度测试结果的影响
目前进行建筑材料烟密度测试主要是依靠测试仪来完成的, 但是由于测试仪的使用率较高, 经常是连续工作的状态, 测试仪就成为影响测试结果的重要因素。
(1) 烟箱腐蚀。建筑材料烟密度测试仪的烟箱是固定在基座上的, 并在基座上设置了控制器。基座的大小为35cm×40cm×57cm, 而测试仪烟箱的尺寸为30cm×30cm×79cm, 是由防锈蚀的金属板制成的, 同时装有耐热玻璃门。测试仪的烟箱内要在底部四周设有开口, 开口的大小为2.5cm×23cm, 其余的部分都需要密封。内部还应当进行金属的防腐蚀处理。在进行测试时, 将测试的材料放入火焰上, 所产生的烟就会全部收集在验烟箱中, 这些烟的主要成分为硫化物和一氧化碳等。这些物质的腐蚀性较强, 烟箱壁在测试结束后会附着油烟, 烟箱壁长时间受到烟的腐蚀就会出现脱落的现象, 由于出现了小洞, 使得烟箱中供氧量增加, 因此建筑材料燃烧的较为充分, 所测得的烟密度值也就相对降低。
(2) 丙烷文氏管直径的影响。建筑材料烟密度测试仪中采用的是276k Pa的点火器产生的丙烷火焰来点燃要检测的建筑材料。燃气是由直径0.013cm的孔通过的, 丙烷文氏管会推动空气使其一起进入到点火器中。GB/T 8627-2007对丙烷文氏管上销控的直径是有严格规定的, 之所以这样规定是因为如果直径过大, 那么燃气通过小孔时即使丙烷的压力达到了要求的标准, 火焰的强度也会降低。对1号、2号两台烟密度测试仪的丙烷文氏管进行研究, 发现除了燃气通过的直径0.013cm的小孔之外, 还存在三个小孔。这三个小孔就使得点火的压力降低, 火焰的温度也会相应降低, 建筑材料不能够完全燃烧, 烟密度测试仪测得的烟密度值也会相对增加。
3.2 样品摆放位置对烟密度测试结果的影响
除了烟密度测试仪、样品支架网格尺寸之外, 样品的摆放位置对烟密度的测试结果也有重要的影响, 在GB8627-2007标准中就对样品的摆放位置进行的规定。规定样品要水平放置在支架上, 点火器摆放妥当之后保证火焰正好位于样品的下方。但是有时候由于不同的操作人员在操作上存在差异, 使得点火器就位后火焰能否保证处于样品下方具有较大的差异, 这样一来所测试的结果就会存在差异。
3.3 其他因素对烟密度测试结果的影响
除了上面所说的原因之外, 老化的光电池也会使烟密度的测量值有很大的出入, 使测得的烟密度数值准确性不高。此外建筑材料样品的尺寸, 实验的温湿度等都会对测试的结果造成一定的影响。对于一些对环境温湿度较为敏感的材料如聚乙烯等, 如果温湿度不严格控制的话就会导致材料燃烧不够充分使得测得的烟密度值较高。
4 结论
建筑材料的烟密度测试对于保证建筑材料的质量, 保障人们的生命财产安全具有重要的意义。当发生火灾时, 如果建筑材料的烟密度不合格很可能就会导致火灾中人员烟气窒息或因烟气妨碍逃生等情况出现。烟密度是衡量建材质量的重要指标, 保障烟密度测试的准确性具有重要的意义。通过分析可以看出, 影响烟密度测试结果的因素主要有烟密度测试仪、测试样品支架网格尺寸、样品摆放位置和光电池老化、环境温湿度等。对上述因素进行探讨的主要目的就是为了提高烟密度测试的准确性, 而对这些因素影响烟密度测试结果的原理进行分析对于提高测试的准确性具有重要的作用。
摘要：通过对影响建材烟密度检测结果的影响因素进行分析, 包括仪器设备、操作方式、式样摆放等, 能够很好的把握测试结果的准确性, 大大提高测试可靠性。
关键词：建筑材料,烟密度,实验设备,影响
参考文献
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火灾烟气流动 篇7
笔者以某商业综合体为例, 根据火灾模拟场景对步行街各部位的烟气控制进行定量或定性分析, 探讨步行街安全性问题。
1 建筑概况与消防问题
1.1 建筑概况
某商业综合体项目商业区域建筑面积9.3万m2, 地下为二层, 地上裙房6层, 步行街呈“C”字形布置在商业综合体北侧, 以南侧两端为主入口, 横贯东西两侧, 贯穿1~4层, 步行街中庭顶部可开启, 开口面积达到80%, 消防安全策略中将其作为“准室外区域”设计, 可解决步行街防火分区、精品店人员疏散等问题。“准室外区域”的设计是否可行是整个步行街设计的重点。项目通过在步行街首层三处重要的位置设计火灾场景, 模拟火灾的情况下, 对步行街是否能作为“准室外区域”进行验证, 主要考虑火灾是否会水平、垂直蔓延、烟气及热量是否能成功排走等多方面进行。
1.2 烟气设计安全难点
在大型商业综合体内发生的火灾中, 烟气的危害十分严重, 火灾的烟气中含有多种有毒和有害的成分, 烟气窒息和中毒是火灾致死的主要因素。因此, 其中的防排烟工程设计需要解决下述一系列难点:火灾时, 着火区域尽可能少的产生烟气, 并尽量减少其向无烟区的扩散;最大限度地迅速排除有烟区的火灾烟气;实现在疏散通道上的防烟安全区。
试验情况表明, 建筑物一旦设置了完善的排烟设施, 发生火灾时不仅可以排除火灾所产生的约70%~80%的热量和大量烟气, 还能抑制火势的蔓延。
1.3 烟气设计安全策略
步行街中庭顶部设置可开启装置, 开口面积不低于80%, 联动控制, 保证火灾时能自动开启, 使步行街成为“准室外区域”;步行街作为精品店、部分主力店人员临时避难场所, 解决其安全疏散, 部分店疏散宽度不足的问题;步行街周围的精品店 (包括餐饮性质) 与主力店、疏散楼梯、疏散通道等相连接的部位采用防火墙或防火卷帘等进行防火分隔, 耐火极限不小于3h;步行街与精品店 (包括餐饮性质) 之间的隔墙耐火极限不小于1h;步行街顶部构件耐火极限不应低于1.5h;精品店 (包括餐饮性质) 内根据规范要求设置相应的灭火、防排烟、探测报警等消防设施;步行街内各楼层走道按规范要求设置自动灭火和探测报警系统;步行街内设置疏散指示标志、现场广播系统等辅助疏散系统, 保证步行街楼层走道的疏散照明;步行街应保证能容纳临时避难人员的面积, 人数指标按5人/m2进行控制;步行街应保证有足够的疏散楼梯或安全出口提供临时避难的人员疏散至室外。
2 设计难点定量分析与讨论
2.1 安全设计目标
针对该项目中不同的消防问题, 提出以下防火目标:通过替代的防火分隔方法的设置, 必须使其烟气控制效果、火灾蔓延性以及人员安全疏散水平均需达到或高于规范规定的水平;提供满足人员安全疏散要求的环境, 自然排烟策略需要达到或超过规范要求的安全度;确保人员快速远离火场并最低限度地减少对建筑的干扰。
为确保人员在疏散时的安全, 即在人员完全疏散之前火场的温度、烟气层高度等安全指标小于人的耐受极限, 需要进行烟气分析以便计算场内可提供的安全时间。该案例采用FDS模型, 把各个设计火灾场景输入FDS模型, 然后定量分析烟气扩散情况。
2.2 火灾场景设置与计算结果
消防安全技术分析首先需要设定火灾场景, 通过对设定火灾场景的分析, 能够判断出现有的设计方案是否能与现有标准的消防安全目标相适应。通过所选取的设定火灾场景, 分析烟气控制, 对建筑内消防设计的安全性做出判定。
该案例中设置了三个火灾场景, 见图1所示。
(1) 火灾场景1。火灾发生在首层轴23-28、f-T之间的大中庭内。中庭在步行街内面积最大, 且位于步行街主入口附近, 其西侧和北侧还有两条步行街通往室外的出口, 周围有商业综合体上层通往步行街的疏散楼梯以及万千百货通过步行街疏散的出口;该中庭处于步行街南北和东西横纵通道交汇处, 位置相当重要。如果该处起火, 将对整个步行街横向、纵向造成极大的影响, 引起火灾蔓延, 导致部分精品店和主力店疏散困难。
(2) 火灾场景2。火灾发生在首层轴35-37、e-X之间的小中庭内, 该中庭处于整个步行街中部, 其北部为步行街直通室外的出口, 南部为商业综合体上层疏散楼梯出口以及万千百货通往步行街的出口;该中庭位于步行街疏散主要路线上, 其火灾将对步行街及商业综合体整体疏散带来较大影响。
该两处中庭发生火灾时的危险性较大, 也具有较大的代表性。可燃物主要为临时布置的宣传广告、装饰物以及顾客随身携带的购物手袋、商品等。座椅等公共设施由于要求采用不燃材料, 因此其不作为可燃物考虑。
(3) 火灾场景3。火灾发生在首层轴39-40、b-T之间的精品店内, 这些精品店经营商品繁多, 服务的种类复杂, 既包括了化妆品店、家居用品店、书店、玩具店、钟表和金银首饰店等经营性商品店, 也包括了餐饮店、美容美发等服务类商店。
其中服装店在店铺经营数量上占了很大比例, 一般超过30%, 餐饮店为吸引人流也占据了相当大的比例。
由于其经营的种类不同, 店铺内的火灾载荷有很大区别。火灾载荷很小的商铺有钟表店、珠宝店一类, 而火灾载荷较大的店铺有床上用品店、绒毛玩具店、书店之类。对于多数类型的商店, 火灾载荷主要可能来自陈列家具或柜台商品, 而商品本身的火灾载荷很小。精品店着火的可能性较大, 且可能在短时间发展成大规模的火灾。同时, 该精品店的位置处于步行街疏散路线交汇处, 靠近中庭及步行街直通室外的出口。因此, 该精品店着火的可能性及危害性均较大。
模拟统计结果见表1~表3。考虑到消防队一般到达火灾现场并开展灭火救援的时间为15min, 为了保证消防队员在火场中的安全, 模拟中对火灾及烟气的蔓延情况考虑到900s。
模拟结果分别表明了火灾分别发生在首层位于人员疏散路线及安全出口附近的大中庭、小中庭、精品店内时, 烟气在整个步行街, 包括首层、二层、三层、四层的蔓延情况, 以及火场中的环境, 消防安全分析可以根据烟气蔓延情况及火场环境判断步行街是否可以作为“准室外区域”。
结果显示, 当火灾发生在步行街内, 由于顶部开口面积达到80%, 火灾烟气可以直接从步行街顶部的开口排走, 不会造成横向蔓延;而烟气在上升过程中逐渐冷却, 步行街内的温度最高位置集中在一层顶部, 且温度最高不会超过100℃, 不会造成火灾纵向蔓延。对于部分冷却沉降的烟气, 可能在二、三层横向扩散, 但该部分烟气体积分数非常小, 均不会对楼层产生影响。整个步行街内能见度几乎没有变化, 人员疏散路线上的温度几乎没有变化, CO、CO2体积分数也没有变化。火灾发生在步行街内时, 火灾不会形成大面积的蔓延;火灾不会对步行街内的环境造成大的影响, 步行街的消防安全性能达到与室外区域相等同的水平, 步行街能作为“准室外区域”。
当火灾发生在精品店时, 精品店内的灭火系统能有效控火, 排烟系统能排走大部分烟气及热量, 将火灾控制在精品店内部。部分通过开口蔓延至步行街的烟气能很快通过中庭顶部的开口排走, 不会对步行街内部造成大的影响, 整个步行街内部的环境良好, 人员可以安全疏散, 火灾也不会造成大面积蔓延。
综上火灾模拟场景结果认为, 无论火灾发生在步行街或者精品店, 步行街内各项环境指标变化均较小, 烟气也不会到处扩散, 其安全性达到了同室外区域相等同的水平, 步行街能作为“准室外区域”。
步行街的火灾烟气控制设计要能保证人员的安全逃生, 并为消防队员提供足够的灭火救援环境, 能有效地保证物资的安全转移。
3 结论
笔者采用消防性能化设计的方法, 对该商业综合体的火灾危险性、防排烟措施的有效性和人员安全等方面进行了分析评估。通过分析论证, 主要得出以下结论:
(1) 通过设置相关的消防安全装备和设施, 商场内形成了以下三道设定在其内部和中庭之间的防线:第一道防线将烟气及火势控制在经营户自己的店铺范围内;第二道防线将烟气蔓延及火势控制在着火楼层;第三道防线将流入中庭空间的烟气排出室外。模拟计算证明, 在采用上述三道防线的情况下, 火灾发生时能有效防止烟气直接进入中庭, 中庭过道和中庭间不设置防火卷帘的防火分隔措施是可行的。
(2) 中庭防火分隔措施通过严格控制中庭内部的火灾荷载, 并没有增加中庭的危害。而从中庭的烟气蔓延及人员疏散安全分析也可知, 在选取的中庭可信最不利火灾场景下, 疏散时间RSET均小于危险到来时间ASET, 可见中庭中人员的安全是能够得到保障的。
(3) 从人员疏散模拟及烟气模拟结果分析来看, 中庭火灾烟气可以通过中庭自然排烟系统有效排除。在选取的最不利火灾场景下, RSET均小于ASET, 且留有的安全余量, 在各火灾场景下环境均不会影响人员疏散安全。
摘要：针对大型商业综合体具有空间大、可燃物多等特点, 对其消防设计尤其是室内步行街的火灾烟气控制设计面进行分析。以某大型商业综合体为例, 通过设置3个火灾场景分析其火灾烟气控制设计的难点, 提出性能化设计解决方案, 包括准室外区域、防火隔离带、辅助疏散系统等, 并利用FDS软件验证消防设计的可靠性。提出火灾烟气控制设计的新思路。
关键词：准室外区域,火灾烟气控制,性能化设计
参考文献
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