隧道列车火灾玻璃破裂开口火溢流行为特性研究

郗艳红 渠述强 毛军 刘斌 陈明杲

(北京交通大学 土木建筑工程学院∥轨道工程北京市重点实验室，北京 100044 )

高速铁路跨越式的发展取得了举世瞩目的成就，已经成为我国一张闪亮的国家名片，其中，保障列车运营安全是铁路运输的基本要求和首要任务。然而，高速列车在运行过程中存在着诸多安全隐患，可能发生各种灾害，火灾是最易发生、最危险、造成损失也最大的灾害之一。近几十年来，国内外发生过较多的重大列车火灾事故，造成了大量的人员伤亡和巨大的经济损失[1]。

高速列车车窗处于密封状态，车厢内行李、座椅等可燃物较多，人员密集。火灾发生初期，乘客紧急向相邻车厢疏散，疏散过程中可能存在乘客打破车窗玻璃逃生的情况，而人为破窗行为可能引起烟气溢流；此外，列车车厢玻璃内部和外部存在温度差，玻璃可能受热变形并破裂脱落，形成通风口，加速火灾燃烧，甚至引起轰燃、回燃现象，加大火灾破坏作用，可能形成开口溢流火。火焰及其产生的有毒烟气会通过玻璃脱落后形成的开口向隧道内蔓延，扩大火灾规模，给社会造成更大的生命和财产损失。从国内外参考文献可知，目前均是针对建筑房间开口火溢流[2- 8]以及隧道列车车厢火灾的研究[1,9- 12]，没有针对隧道内高速列车开口火溢流行为特性的研究。

在对建筑房间开口火溢流的研究过程中，文献[2- 9]均假定室内温度在整个房间体积内均匀分布，在这个假定下，燃烧室内的热释放速率Qin为[13]

(1)

溢出燃烧室外的热释放速率Qex为

Qex=Q-Qin

(2)

式中：A为开口面积；H为开口高度；Q为燃料总的热释放速率。

但是，高速列车车厢在几何形状上与普通建筑房间存在显著的区别，普通建筑房间长宽比一般接近于 1，而高速列车车厢长宽比大于7，这类狭长空间的火灾发展规律及过程和普通建筑房间不同。对于高速列车车厢客室火灾，火灾烟气在沿车厢顶板蔓延的过程中与车厢侧墙和顶板不断进行热交换，与走廊或隧道等长通道火灾类似，烟气温度在蔓延过程中不断下降。由此可见，建筑火灾开口火溢流的燃烧室内热释放速率公式及燃烧室内的温度分布规律不适用于高速列车客室火灾，需要对隧道列车车厢腔室火灾及其开口火溢流等现象进行专门研究。开展铁路隧道高速列车车厢腔室火灾开口火溢流现象的研究，对消防安全具有十分重要的理论意义和参考价值。

1 着火车厢内的能量平衡

假定一节车厢着火，且着火车厢与其他车厢不连通，着火的同时即有人敲碎一扇玻璃，示意图如图1所示。

图1 高速列车车厢内、外热释放速率示意图

车厢内燃料总的热释放速率Q包括单位时间内，车厢内高温烟气与车厢壁面的对流换热Qc、车厢内空气温度升高的热量Qr，以及通过开口溢出车厢的热量Qex。为了描述方便，把车厢内高温烟气与车厢壁面的对流换热Qc与车厢内空气温度升高的热量Qr记为车厢内的热释放速率Qin，则

Qin=Qc+Qr

(3)

建立车厢内的能量平衡关系如下：

Q=Qin+Qex

(4)

1.1 烟流与车厢壁面的换热

高速列车车厢火灾烟流是由热浮力驱动引起的流动，因此车厢火灾烟流与隧道壁面之间的对流换热为自然对流换热。

自然对流换热量为

Qc=h(At-A)(ts-t0)

(5)

式中：h为对流换热系数；At为着火车厢内部总表面积；ts为车厢内火灾烟流的平均温度；t0为着火车厢壁面的初始温度。

对于空气的自然对流换热系数，可以根据一系列无量纲数来对不同情况下的空气对流系数进行预测。但是这些经验关系式一般都对应于一些特定的换热状况，如热空气流过冷的平板、换热器等。而火灾情况下的烟流成分比较复杂，含有大量的燃烧产物，与一般的洁净空气存在着巨大差异。因此,采用这些经验关系式来预测隧道火灾烟流与壁面之间的对流换热系数是不合适的。对于火灾烟流与壁面之间的对流换热系数，有人提出了如下的经验预测关系式[14- 15]：

(6)

式中：u为烟气的蔓延速度，本文通过数值模拟来获得；K′为经验关系常数，其取值范围为20.9～41.9 kJ/(m2·℃·h)，本文取其平均值，K′=31.4 kJ/(m2·℃·h)。

1.2 车厢内空气温度升高的热量

车厢内空气温度的升高主要由烟流对空气的热辐射引起，其单位时间内辐射换热量Qr为[14]

(7)

式中：Ts、T0分别为ts、t0的热力学温度;σ为玻尔兹曼常数,σ=5.67×10-11kW/(m2·K4)；ε为辐射率，对于火灾烟气的辐射率，主要包括来自各种燃烧气体产物、水蒸气和烟颗粒的贡献。对于这种情况下的火灾烟气辐射率，其主要和各种燃烧气体的光谱波长、浓度和烟气层的厚度有关。有关火焰的研究中，一般将其取为0.7[15- 17]。

2 数值模拟方法的验证

本文选用FDS(Fire Dynamics Simulator)软件进行数值模拟计算，为了验证数值模拟方法的正确性，选取文献[18]中的模型实验数据进行对比验证，其中火源的热释放速率为168 kW。文献中，采用直径分别为1.0 mm和1.5 mm的K型铠装热电偶测量温度，其误差不超过3%。试验及数值模拟模型如图2所示。

图2 模型图

2.1 网格尺寸

对火灾数值模拟计算而言，决定网格尺寸的关键参数是火源特征直径D*[19]：

(8)

式中：ρ0为空气密度，取1.204 kg/m3;cp为定压比热容，取1.005 kJ/(kg·K);T0为环境空气温度，取293 K；g为重力加速度，取9.81 m/s2；网格尺寸设为0.1D*[1]。

2.2 边界条件

风口大小为0.4 m×0.4 m，机械排烟风量为1.03 m3/s；室内初始温度为21 ℃；开口设置为压力边界，压力值为一个标准大气压；热电偶布置如图2(b)所示，距离顶棚的距离为0.05、0.35、0.35和0.40 m，分别记为测点1-4。

2.3 结果对比

图3给出了各测点温度时变曲线的对比结果。由图可知，各测点的温度增长趋势相同，相对误差最大为6%，满足误差范围，说明本文的数值模拟方法是可行的。

图3 测点1-4温度对比曲线

3 数值模拟设定

3.1 计算条件

采用FDS软件对隧道列车车厢火灾开口火溢流现象进行数值模拟计算，计算模型示意图如图4所示，模拟条件如下。

(1)隧道长×宽×高=2 000 m×10 m×6 m，高速列车位于隧道中央；高速列车为8节车厢，第4节车厢内着火，着火车厢和其他车厢隔离，即烟气不能通过车厢内部扩散到其他车厢；假设隧道和车厢均为矩形，单节车厢的长×宽×高=24.725 m×3.254 m×3.625 m。

(2)着火点位于第4节车厢的地板上，长度方向和宽度方向均位于车厢中间位置，设定为恒定火源。燃料类型为丙烷，燃烧热约为50.3 MJ/kg。热释放速率大小为1～30 MW，共11个工况，具体大小见表1。

(3)单个窗户尺寸为1.40 m×0.65 m，考虑着火后人为破坏一扇玻璃逃生的情况，即着火开始玻璃就呈破裂状态。为了研究隧道列车车厢开口火溢流最基本的行为特性，暂且假定破坏的玻璃位置如图4所示。

表1 热释放速率Table 1 Heat release rate MW

图4 计算模型及测点示意图(单位：m)

(5)边界条件：隧道两端设置为压力出口边界(相对压力为零)；假定壁面外温度为定值，壁面的传热系数为116 W/(m2·K)；隧道顶板、侧墙以及行车路面均采用混凝土材质；车厢为铝合金材料(100 ALUMINIUM at 27℃),采用无滑移边界条件，速度分量u、v、w均为零。

(6)选用大涡模拟湍流模型，并按照式(8)计算火源特征直径D*，在各个热释放速率下，着火车厢及其所在的隧道断面网格尺寸设为0.05D*×0.05D*×0.05D*，其他车厢及隧道网格尺寸设为0.1D*×0.1D*×0.1D*，远端隧道设置为0.4D*×0.8D*×0.4D*，这样划分网格既能保证计算的准确性，又能节省计算时间。

(7)沿着着火车厢长度和宽度方向设置多个温度测点，测点的纵向间隔为1 m，高度方向的间隔为0.5 m；列车横向布置3排测点，测点布置在火源正上方，以及火源与列车两个横向内壁面的中间位置。以窗户开口为原点，在隧道内纵向和高度方向上布置测点，测点的纵向间隔为1 m，高度方向的间隔为0.5 m；在窗户开口和隧道之间的横断面上布置3排测点，第1排的横坐标位置与窗户所在的横坐标位置相同，测点布置示意图如图4(d)和4(e)所示。

3.2 网格无关性验证

为了验证3.1节中提出的网格尺寸的适用性，采用3.1节中的模型和边界条件，对热释放速率为5 MW的工况进行了网格无关性验证。着火车厢及其所在的隧道断面网格尺寸分别设为0.025D*×0.025D*×0.025D*，0.05D*×0.05D*×0.05D*，0.1D*×0.1D*×0.1D*，0.15D*×0.15D*×0.15D*。其他车厢及隧道网格尺寸为火灾车厢网格尺寸的2倍，远端隧道尺寸为其他车厢网格尺寸的4倍。

图5给出了热释放速率为5 MW时，不同网格尺寸条件下车厢内部烟气平均温度ts沿列车长度方向的分布情况，其中，r为离开火源的距离;Lt为着火列车的车厢长度。

由图5可知，网格尺寸为0.025D*×0.025D*×0.025D*和0.05D*×0.05D*×0.05D*时，温度较为接近，误差在4%以下。考虑到计算效率，取0.05D*×0.05D*×0.05D*作为本文的网格尺寸。

图5 不同网格条件下车厢内部温度沿车长方向的变化

4 结果与分析

4.1 着火车厢内部温度分布

不同热释放速率下车厢内部烟气平均温度沿列车长度方向的分布如图6所示，温度数据为燃烧稳定后一段时间内的时均值。

图6 不同热释放速率下车厢内部温度沿车长方向的变化

由图6可知，沿列车长度方向，温度呈幂指数衰减规律，其衰减方程为

(9)

式中，a、b均是与热释放速率有关的函数，经过拟合，可得a=244Q0.4,b=-0.29Q0.48，即

(10)

Evers等[20]曾通过实验给出了烟气温度沿走廊的衰减呈幂指数规律，Kim等[21]用一条长度为11.83 m的走廊验证了幂指数规律的正确性。列车车厢长度为24.725 m,火源位于车厢中间位置，烟气传播长度为半车厢长度，其温度衰减规律与长度相似的走廊类似。由此可知，开口火溢流发生时，车厢内的温度分布与普通建筑火灾室内温度均匀分布[7]有显著差别，因此，车厢内、外的热释放速率计算公式也与其不同。

4.2 车厢内、外热释放速率

将第1.1节中有关车厢内烟气层与环境之间的对流换热的关系式代入车厢内烟气的蔓延速度，可以得到各个热释放速率下距离火源不同位置处的对流换热系数，如图7所示。可以看出，同一热释放速率下，距离火源不同位置处，烟气层与列车壁面之间的对流换热系数大致相同，同一热释放速率下的对流换热系数取平均，作为模型中的对流换热系数的输入参数，可得到车厢内外的热释放速率值，如表1所示。

图7 车厢内对流换热系数沿车长方向的变化

图8给出了车厢内外热释放速率和火源总释放速率的关系。由图可知，车厢内、外的热释放速率随火源总释放速率的增加均呈抛物线规律增加。火源热释放速率在1～15 MW范围内时，各个热释放速率下，车厢内热释放速率均大于车厢外的热释放速率；火源热释放速率在20～30 MW范围内时，车厢内热释放速率均小于车厢外的热释放速率。由图8可知，车厢内、外热释放速率曲线存在交点，即存在一个总的火源热释放速率(17.85 MW)，此时车厢内、外的热释放速率相等。

4.3 开口火溢流火焰角度演化特征

Lee等[2]通过对建筑房间开口火溢流的研究，认为室内溢出火羽流取决于表征溢出火羽流几何特征的长度特征参量。这两个特征参量中1个与开口平行，另1个与开口垂直，且证明火焰无量纲高度与火焰无量纲功率之间呈幂指数关系。他们提出的火焰高度模型是

(11)

图8 车厢内、外热释放速率和火源总释放速率的关系曲线

(12)

(13)

因此，引入长度特征参量l1来拟合溢出火焰角度和无量纲溢出火源功率之间的关系。

(14)

火焰溢出角度θ定义为水平线与火焰中心线之间的角度，图9给出了火焰溢出角度的示意图。

图10给出了不同火源热释放速率在稳态燃烧时火焰溢出的情况，其中，窗户在高度方向的坐标为(1.963，2.613)m。由图可以看出，由于隧道壁面的吸附作用，溢出火焰与列车车厢之间存在一个夹角，而且，在低火源释放速率，如Q=1 MW时，溢出的为一小部分热烟气；随着火源释放速率的增加，溢出的热烟气越来越多，热释放速率达到一定值时，如Q=20 MW时，直接有高温火焰溢出，且吸附在隧道壁上，对隧道产生损坏。

图9 火焰溢出角度示意图

窗户开口对平均火焰溢出角度的影响通过特征长度参量l1来表征，如图11所示，并用无量纲方程(14)来表示。数值模拟结果拟合指数为0.67，其结果表示如下：

(15)

(a)Q=1 MW

(b)Q=5 MW

(c)Q=10 MW

(d)Q=20 MW

(e)Q=25 MW

(f)Q=30 MW

图11 无量纲火焰溢出角度和无量纲溢出火源功率的耦合变化关系

4.4 隧道壁面处火溢流温度分布

由图12可知，随着火源热释放速率的增大，隧道壁面处的温度增大，且在3 m左右的高度达到最大值。

图12 隧道壁面处的温度沿高度方向的分布

(16)

(17)

图13 隧道壁面处最大无量纲温度和无量纲溢出火源功率的耦合变化关系

5 结论

通过对铁路隧道中高速列车车厢着火时玻璃破裂形成的开口火溢流现象进行研究，得到如下结论：

(1)不同于普通建筑火灾室内温度均匀分布的规律，车厢内部纵向的烟气温度呈幂指数的规律衰减；

(2)车厢内、外的热释放速率随火源总热释放速率的增加均呈抛物线规律增加，当总的火源热释放速率为17.85 MW时，车厢内、外的热释放速率相等；

(3)火源热释放速率越大，溢出的热烟气越多；热释放速率大于20 MW时，直接有火焰溢出；火焰溢出角度与火源功率、开口大小和特征长度呈幂指数的耦合关系；

(4)随着火源热释放速率的增长，隧道壁面处的温度升高，且在3 m左右的高度达到最大值；隧道壁面处的最高温度与火源功率、开口大小和特征长度呈幂指数的耦合关系；

(5)可考虑加强隧道壁面3 m左右高度处的防火性能，以防范高速列车车窗火溢流的烧毁性破坏。