單側有限寬度開縫豎通道內的旋轉熱流體特性

霍巖，鄒高萬，李樹聲，郜冶

(哈爾濱工程大學航天與建筑工程學院，黑龍江哈爾濱150001)

高層建筑玻璃幕墻、樓梯井等豎直通道內火災中，很容易由于火源的自然引射空氣來流而引發旋轉火焰［1］，并且通道空間的開口通風情況會對旋轉火焰的生成、維持和潰滅過程產生影響［2］。Chow等［3-5］通過實驗證明了具有單側和雙側開縫的豎直通道內可在開縫寬度與火源滿足一定關系的條件下靠火焰的自然引射空氣流而形成旋轉火焰。然而，以往的研究都是基于豎通道的側開縫自下至上寬度始終保持一致的情況，但是在建筑火災等實際情況中，通道的側開縫寬度自下至上可能是非均勻的，因而會對通道內旋轉火焰及其熱流場產生不同的影響，本文在確定可形成旋轉火焰的單側開縫豎直通道環境前提下，研究在通道壁面側開縫部分受限條件下的旋轉熱流場。所得結論對于深入理解有限開口空間內的旋轉火焰特性及與邊界條件的關系有一定意義。

1 單側開縫豎直通道內熱流場實驗

1.1 實驗裝置

如圖1所示，實驗豎直通道內部空間尺寸為:長2.1 m(X)，寬 2.1 m(Y)，高 9.0 m(Z)。豎直通道由木框搭建外罩白鐵皮，前端鑲嵌玻璃觀察窗。通道頂端豎向開口自然開放。通道的一側壁面有一寬度d可調的縫隙，可使通道內火焰發生旋轉［4］。在通道中心軸線上設置溫度測點M1～M8(圖1(b))。

圖1 豎直通道實驗裝置示意圖Fig.1 Experimental apparatus of vertical shaft

實驗豎直通道的最底部中心地面放置一直徑為0.46 m的圓型液體燃料池，池邊沿高0.15 m。每條次實驗燃料用量均為3L 90#汽油。在整個實驗過程中，外界環境溫度保持在19～20℃波動。

1.2 實驗結果與分析

圖2為不同的側開縫寬度下，自通道內燃料被點燃后至旋轉火焰形成所需用的時間ts。

圖2 不同開縫寬度下旋轉火焰的開始時間和燃料燃盡時間Fig.2 Begin time and burning time with different gap widths

由圖2可以看出，在開縫寬度為0.3～0.7 m時形成旋轉火焰的速度最快，而在開縫寬度太小和太大時均不利于旋轉火焰的形成。圖2中同時給出了在不同側開縫寬度下，等量液體燃料被燃盡所需時間tb，可以看出，在側開縫寬度d接近0.5 m時所需的燃燒時間最少，這說明此時燃料的燃燒速率最高，也間接說明此時火焰的旋轉程度相對最為劇烈。

2 單側開縫豎直通道熱流場數值模擬

2.1 模型構建

火災產生的流場屬于多組分、有粘、浮力驅動的弱可壓流動。適用于這種流體的模型方程組及基于大渦模擬技術的計算方法在文獻［6-7］中有詳細推導，在此不再詳述，僅介紹計算過程中的相關邊界條件參數和網格設置。

根據實驗所用燃料熱值、在形成旋轉火焰時的燃速、實驗環境以及實驗通道所用材料屬性情況，在數值模擬中，設置火源單位面積的熱釋放率為2 500 kW;白鐵皮邊界參數設置為:密度 7.8×103kg/m3、比熱1.21 kJ/(kg·K)、導熱系數 80 W/(m·K);通道前側玻璃邊界參數設置為:密度2 700 kg/m3、比熱0.84 kJ/(kg·K)、導熱系數0.76 W/(m·K);初始環境溫度設置為20℃，壓強為1個大氣壓;假設壁面無滑移，壁面的導熱按一維導熱處理。

數值模擬的網格選擇根據無量綱表達式D*/δl來確定，其中D*為火焰特征直徑，δl為網格尺寸，D*/δl可視為跨越火焰特征直徑的網格個數，同時，D*/δl值在 4～16 時可得到有效的結果［8］。D*的表達式為

式中，為火源熱釋放率，ρ∞為環境空氣密度，CP為環境空氣比熱，T∞為環境空氣溫度。根據實驗條件，計算可得D*=0.68 m。若要能捕捉到火羽流的信息，特征直徑至少覆蓋10個網格［9］，則要求網格尺寸約為0.068 m。在平衡計算機性能和計算所需時間的基礎上，選取立方體網格尺寸為0.05 m，從而有D*/δl=13.6，在可取得有效結果范圍之內。

2.2 數學模型有效性驗證

在豎直通道側開縫寬度d為0.7 m時，流場的擾動較大，穩定性較差，此時流場準確模擬的難度最大。取熱流場達到穩定狀態時中心軸線上各高度測點處30 s的溫度實驗測量數據和數值模擬結果，并采用Euclidean函數分析方法［10］計算實驗測量值和數值模擬結果之間的模與余弦值，以對兩者進行定量對比分析，結果如圖3所示。由圖中可以看出，溫度實驗測量值和模擬值在通道上部符合的較好，而在通道底部火源附近偏差稍大。這是由于在實驗過程中，火源處發生復雜的化學反應，并且熱釋放率的值不穩定的原因。鑒于旋轉火焰熱流場的復雜性，盡管數值模擬結果與實驗結果在個別位置處存在一定的偏差，但從總體來講，偏差均在可接受范圍內，而且，模擬結果足以表現出與實驗結果一致的熱流場分布規律，表明所采用的數學模型以及對相關邊界條件的設置在一定程度上可以預測該豎直通道內的熱流場。

圖3 溫度的實驗測量值與數值模擬結果對比Fig.3 Temperature comparison between experimental and numerical results

2.3 不均勻開縫寬度的數值模擬

將4～9 m高度處的側開縫寬度保持為0.15 m，只改變4 m高度以下側開縫寬度，如圖4所示。通道側開縫上部被固定后，相當于通道側開縫寬度在4 m高度以上有個收縮，根據實驗結果，可以確定在本實驗豎直通道結構與火源環境下，側開縫寬度d為0.3～0.7 m時所形成的旋轉火焰最為劇烈，因此，若將側開縫下部寬度d為 0.3、0.5、0.7 m 時，側開縫上側收縮幅度分別約50%、70%和80%。

上側開縫寬度限制為0.15 m時，4 m高度以下的側開縫寬度d分別為 0.3、0.5、0.7 m 時通道內流場流線圖如圖5所示。由圖可見，盡管側開縫上側寬度有一定幅度的收縮，通道內仍可以形成旋轉流場。

圖6給出了過豎直通道的中心截面(Y=0)，沿X軸的正方向在X=0.1 m處的上側開縫受限與側開縫寬度保持一致時的平均切向速度之差ΔV隨高度的變化規律。從圖中可以看出，底部區域的速度差ΔV為正，說明上部開縫受限后，底部的切向速度增大;隨著高度增加，ΔV逐漸減少，底部開縫寬度d=0.5，0.7 m 時的 ΔV值均降到負值，在側開縫寬度發生突變的附近高度降到最低值，這說明在上部開縫受限后，會降低開縫寬度發生突變的附近區域切向速度;達到上部開縫寬度為0.15 m區域后，ΔV值逐漸增大，在通道最上部區域，ΔV值接近0。

圖4 側開縫寬度不一致的豎直通道示意圖Fig.4 Schematic of vertical shaft with inconsistent gap width

圖5 不同開縫寬度的流線圖Fig.5 Streamlines at different gap widths

圖6 X=0.1 m處的平均切向速度差Fig.6 Average tangential velocity against height at X=0.1 m

若定義無量綱量ζ為流場的同一位置處平均切向速度與平均軸向速度之比，則在不同側開縫寬度條件下，豎直通道的中截面上X=0.1 m處的ζ隨高度的變化規律如圖7所示。由圖中可以看出，與整個開縫寬度保持一致時相比，在側開縫上部寬度受限后，ζ值在底部區域變大，在開縫寬度發生變化的4 m高度附近，ζ值降低，在4 m高度以上，ζ值又會有一定程度的升高。由于切向速度是決定旋轉力大小的重要參數，而軸向速度主要靠浮力來產生，因此圖7結果可以間接說明在4 m高度以上開縫受限后，旋轉力與上升浮力之間的關系也受到影響，而限制側開縫的寬度會增大遠離開縫發生突變區域旋轉力相對浮力對流場的作用，而在開縫發生突變的附近區域，旋轉力較浮力對流場作用程度降低。

圖7 X=0.1 m 處的ζ隨高度的變化Fig.7 ζ against height at X=0.1 m

圖8～10為不同的側開縫寬度條件下，高度Z=0.8 m的橫截面處側開縫寬度一致和上部寬度受限時的壓力等值線圖。由圖可見，在相同高度處，無論側開縫寬度是否被限制，均有可形成旋轉的良好壓力梯度，但旋轉中心的位置所有不同。當4 m高度以上側開縫寬度為0.15 m時，旋轉中心向Y軸正方向偏移。

圖8 開縫寬度d=0.3 m時Z=0.8 m 的壓力等值線圖Fig.8 Pressure distribution at Z=0.8 m with d=0.3 m

圖9 開縫寬度d=0.5 m時Z=0.8 m 的壓力等值線圖Fig.9 Pressure distribution at Z=0.8 m with d=0.5 m

圖10 開縫寬度d=0.7 m時Z=0.8 m的壓力等值線圖Fig.10 Pressure distribution at Z=0.8 m with d=0.7 m

圖 11～13 分別為d為 0.3、0.5、0.7 m 時，側開縫受限前后，側開縫處的U速度等值線分布情況，速度值U為正表示氣流由外界流入通道，而速度值U為負表示氣流由通道內向外界流出。通過比較后可以看出，側開縫受限前后結果有類似之處，U速度均在開縫靠近通道前端壁面一側的流速最大，流速的分布均類似豎條型，并且均在側開縫的下部流速較大，而且隨著高度的增大流速逐漸減小。不同的是，通道上部開縫受限后，在通道4 m高度以下相同位置處的流速較通道開縫上下一致時稍高，并且在靠近前端壁面一側處，流進通道的流速不再隨著開口寬度的增加而減小，而是隨著開縫寬度的增加而增加。另外，通道上部開縫受限后，由開縫處流出通道雖然仍主要發生在開縫頂端靠近前端壁面一側，但中性面的傾斜角度減少，近似水平，而且高度比開縫寬度一致時較低，并且中性面高度隨著4 m高度以下側開縫寬度的增加而降低。

圖11 d=0.3 m時側開縫處的U速度等值線圖(單位:m·s－1)Fig.11 U-velocity distribution at corner gap(unit:m·s－1)

圖12 d=0.5 m時側開縫處的U速度等值線圖(單位:m·s－1)Fig.12 U-velocity distribution at corner gap(unit:m·s－1)

圖13 d=0.7 m時側開縫處的U速度等值線圖(單位:m·s－1)Fig.13 U-velocity distribution at corner gap(unit:m·s－1)

3 結論

根據實驗結果確定的可形成旋轉火焰的側開縫寬度范圍和數值模擬方法，對典型開縫寬度條件下的旋轉熱流場進行了數值模擬，并研究了只改變4 m高度以下開縫寬度并將4～9 m高度側開縫寬度限制為0.15 m時通道內的熱流場，通過對結果進行比較分析得到:

1)側開縫上部寬度受限后，通道內仍可以形成旋轉流場，相比未受限情況，通道底部相同位置處的切向速度會增大，旋轉力對流場的作用較浮力增大，并使旋轉中心偏移，而在開縫寬度發生突變的高度附近區域切向速度會減小，旋轉減弱。

2)側開縫上部寬度受限后，由開縫處流出通道雖然仍主要發生在開縫頂端靠近前端壁面一側，但較開縫寬度未受限時的中性面傾斜角度減少至幾乎為零，而且中性面高度也降低。

3)側開縫上部寬度受限后，在靠近前端壁面一側處，流進通道的流速不再隨著開口寬度的增加而降低，而是隨著開縫寬度的增加而增加。

［1］CHOW W K，HAN S S.Experimental data on scale modeling studies on internal fire whirls［J］.International Journal on Engineering Performance-Based Fire Codes，2011，10(3):63-74.

［2］SNEGIREV A Y，MARSDEN J A，FRANCIS J，et al.Numerical studies and experimental observations of whirling flames［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2004，47(12/13):2523-2539.

［3］CHOW W K，HAN S S.Experimental investigation on onsetting internal fire whirls in a vertical shaft［J］.Journal of Fire Sciences，2009，27(6):529-543.

［4］HUO Yan，CHOW W K，GAO Ye.Internal fire whirls induced by pool fire in a vertical shaft［C］//ASME/JSME 2011 8th Thermal Engineering Joint Conference(AJTEC2011).Hawaii，USA，2011:T20034-6.

［5］霍巖，郜冶.雙側對開縫豎直通道內熱驅動流運動特性［J］.燃燒科學與技術，2013，19(1):54-59.HUO Yan，GAO Ye.Motion characteristics of thermal fluid in a vertical channel with double opposite corner gaps［J］.Journal of Combustion Science and Technology，2013，19(1):54-59.

［6］霍巖.有限開口空間熱驅動流大渦模擬和實驗研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學，2010:8-15.HUO Yan.Research on thermal fluid in partially open enclosure by large eddy simulation and experiments［D］.Harbin:Harbin Engineering University，2010:8-15.

［7］MCGRATTAN K B，HOSTIKKA S，FLOYD J E，et al.Fire dynamics simulator(Version 5)，technical reference guide.NIST special publication 1018-5［R］.Maryland:National Institute of Standards and Technology，2010:15-58.

［8］MCGRATTAN K B，HOSTIKKA S，FLOYD J E.Fire dynamics simulator(Version 5)，user’s guide.NIST special publication 1019-5［R］.Maryland:National Institute of Standards and Technology，2010:35.

［9］WANG H Y.Numerical study of under-ventilated fire in medium-scale enclosure［J］.Building and Environment，2009，6(44):1215-1227.

［10］PEACOCK R D，RENEKE P A，DAVIS W D，et al.Quantifying fire model evaluation using functional analysis［J］.Fire Safety Journal，1999，33:167-184.