多層地下深埋車站站臺火災工況下站臺門漏風量計算分析

高 偉 王方敏 王圣杰 任治立 肖益民

（1.中國電建集團華東勘測設計研究有限公司 杭州 310014；2.重慶大學土木工程學院 重慶 400045）

0 引言

自21 世紀以來，地鐵憑借其運行速度快、運送能力大、環境污染小、綜合經濟效益高等優勢迅速發展起來，并已成功成為國內中大型城市的主要交通工具[1]。然而，地鐵快速發展的同時，地鐵車輛及車站的火災安全問題成為備受關注的重點[2]。根據相關的統計結果[3]，大量火災實例中，有80%以上的人員傷亡都是由于沒能及時疏散導致吸入火災所產生的高溫煙氣及有毒氣體中毒窒息而死，所以樓扶梯等疏散通道的煙氣控制具有重要意義。《地鐵設計規范》（GB 50157-2013）[4]和《城市軌道交通技術規范》（GB 50490-2009）[5]規定：當車站站臺發生火災時，應保證站廳至站臺的樓梯和扶梯口處具有能夠有效阻止煙氣向上蔓延的氣流，且向下氣流的速度不應小于1.5m/s。地下多層深埋地鐵車站的站臺層發生火災時，由于地鐵出入口至站臺層補風的阻力較大[6]，通常選擇關閉站臺門，以防止大量空氣由隧道向站臺流入而導致樓扶梯口向下的風速降低，對人員疏散安全造成威脅。但地鐵站臺門處于關閉狀態時仍會存在縫隙[7,8]，李俊等人在某地鐵車站的測試中發現，列車運行站臺門關閉時站臺和隧道之間仍有較大風量的變化[9]。

目前國內外對于站臺門漏風量的研究主要采取數值模擬、通風網絡計算和現場實測等方法。楊巨瀾等人[10]采用STAR-CD 對上海某地鐵站進行數值模擬，模擬結果顯示站臺門漏風量隨地鐵排熱風機壓頭增大而增大。項毅[11]以某典型地鐵站臺為研究對象，結合CFD 和SES 軟件，計算出列車停站時間段內站臺門系統的滲透風量。李俊[9]和趙成軍[12,13]等人分別通過通風網絡計算法對列車停站階段站臺門的漏風量進行了計算。陳玉遠等人[14]通過對武漢某地鐵車站漏風量的實測，得到了漏風量的變化規律和影響因素。

但上述研究主要針對地鐵正常運行工況下通過站臺門處的滲漏風量計算，未見在火災工況下站臺門處于關閉狀態時的滲漏風量的討論。本文以成都某地下深埋車站為研究對象，通過通風網絡法計算出地鐵車站內各通風支路阻抗，將其計算結果與CFD 模擬結果進行比較，驗證了計算結果的準確性。在此基礎上，本文還建立了漏風量計算的通風網絡模型，應用該模型對研究對象在火災工況下站臺門的漏風量進行了計算。

1 工程概況

某地鐵車站為地下六層島式車站，其結構特征是：地下二層為站廳層，地下六層為站臺層，站廳層公共區面積為4199m2，層高7.9m，站臺層公共區面積為2641m2，有效層高5.65m，車站站臺埋深40m，屬于深埋型車站。站臺兩側為行車區，即車站隧道，通過站臺門系統將站臺和隧道隔離。站廳層與站臺層通過四臺自動扶梯、一臺步行樓梯相連，布置如圖1、圖2 所示。

圖1 站廳層樓梯扶梯布置示意圖Fig.1 Schematic layout of staircase escalator at station hall level

圖2 站臺層樓梯扶梯布置示意圖Fig.2 Schematic layout of staircase escalator at station

根據通風空調系統設計方案，當站臺火災發生時，采用大系統站臺層排煙系統結合車站隧道排熱風機協同排煙模式。即開啟兩臺站臺層空調大系統額定風量為108000m3/h 的排煙風機和兩臺軌頂排熱風道內額定風量為144000m3/h 的輔助排煙風機，同時關閉站臺層的空調系統與站臺門，通過通道樓梯口自然補風。整體系統圖如圖3 所示。

圖3 站臺層通風排煙系統圖Fig.3 Platform level ventilation and smoke exhaust system diagram

2 研究方法

2.1 通風網絡模型

2.1.1 地鐵車站火災工況通風網絡模型

站臺層發生火災時，站臺門關閉的同時排煙風機開啟，站臺內形成負壓，室外空氣通過車站出入口和站臺門縫隙進入站臺。此時出入口通道、樓梯、站臺門及活塞風道構成了一個通風網絡系統，圖4為該車站的通風網絡模型。

圖4 車站通風網絡模型Fig.4 Station ventilation network model

2.1.2 通風網絡理論

（1）通風網絡即用圖論的方法對復雜的通風系統進行簡化，將通風系統變成一個由線、點及其屬性組成的系統。通風網絡理論遵守風量平衡定律和風壓平衡定律[15]：

式中：Qi為流入與流出某節點或回路各分支的風量，m3/s；hi為任一回路中各分支的風壓，Pa。

（2）串聯管路中各支路流量相等，阻力損失等于各支路阻力損失之和；并聯管路各支路阻力損失相等，總流量為各支路流量之和[16]。

2.1.3 通風支路的阻抗

當空氣密度為常數時，管路的阻力損失h與體積流量Q的平方成正比，即：

式中：S為管路中沿程阻力和局部阻力的總阻抗，kg/m7；Q為流量，m3/s；d為管徑，m；ξ為局部阻力系數；λ為沿程阻力系數；ρ為空氣密度，kg/m3；l為管路長度，m；A為面積，m2。

一般而言，地鐵通道中的局部阻力要遠遠大于沿程阻力[13]，因此在估算支路的阻抗時，可以將沿程阻力忽略，阻抗S僅與局部阻力系數ξ有關。則式（4）改為：

串聯管路總阻抗等于各分支管路阻抗之和：

并聯管路總阻抗的平方根倒數等于各分支管路阻抗平方根倒數之和：

由于地鐵通道內局部損失計算較為復雜，將各支路內的出入口、樓梯等阻力部件簡化為由門洞、彎頭等基本部件的組合，然后應用式（5）、（6）、（7）計算得到支路阻抗值。基本部件的局部阻力系數根據相關文獻[12]查得。

2.2 通風支路阻抗的數值模擬

因2.1.3 中通風支路的阻抗計算方法較為粗略，可采用流體力學數值模擬的方法對其計算結果的準確性進行對比驗證。對排煙工況下經出入口通道、站內空間和樓扶梯的補風支路建立數值模型，根據CFD 模擬結果，可得支路進口和出口之間的壓差，應用式（3）可計算出支路的阻抗值。

2.2.1 幾何模型與網格劃分

由于地鐵車站內空間尺寸較大，內部設施較小，在建模時可以進行適當的簡化，忽略車站內的小尺寸結構，比如閘機、指示牌等設施，以降低模型的復雜性同時提高計算域的網格質量。所建物理模型如圖5 所示。其中站臺與站廳中間立柱截面尺寸為0.9m×1.2m；站臺兩側有18 個尺寸為0.5m×1.2m、1 個尺寸為0.8m×1m 的主排煙口；14個輔助排煙風口設在土建風道內側，尺寸為0.7m×1.7m；站臺層扶梯開口四周設置距離吊頂0.5m 高度的擋煙垂壁。結果的準確性，分別選取488 萬、593 萬、728 萬、914 萬及1123 萬的體網格數量進行計算，站廳出入口至站臺層的壓力損失計算結果如圖6 所示。由圖可知，當網格數量由488 萬增加到1123 萬時，壓力損失變化逐漸趨于平緩，考慮到計算時長和計算精度，本文選擇網格數量為728 萬的計算模型進行模擬。

圖5 地鐵車站三維模型圖Fig.5 Subway station 3D model

圖6 出入口至站臺層壓力損失隨網格數量變化Fig.6 Pressure loss at the entrance/exit to platform level varies with the number of grids

2.2.2 湍流模型和邊界條件的確定

本研究進行CFD 模擬的目的在于計算排煙工況下地鐵車站內各通道的阻抗值，采用Fluent 軟件進行數值模擬，湍流模型選用Standardk-ε模型；站廳層出入口設為壓力出口邊界條件，開口處壓力為大氣壓力；排煙口設為速度入口邊界條件，風速根據設計排煙量計算確定；壁面設為wall 邊界，不考慮車站內的熱交換過程。

將車站計算域拆分成13 個子域單獨劃分網格，在網格劃分時盡量保證截面上網格節點分布和網格密度相同，以保證交界面上的計算精度。在計算域內生成四面體網格，對樓梯口、站廳出口等流場變化劇烈的地方進行局部加密。為保證數值模擬

3 結果與分析

3.1 通風支路阻抗

3.1.1 傳統方法的計算結果

由2.1.3 中的方法，用基本部件局部阻力系數得到的各支路阻抗值如表1 所示。其中站臺門因性能和安裝質量的差異會導致其氣密性有所不同，即站臺門縫隙的面積不同。本文參考李曉鋒等人[17]對多個地鐵車站站臺門氣密性的測試結果，取縫隙總面積為1.4～3.3m2進行計算。當空氣流經站臺門縫隙時，相當于先從一個無限大空間流入斷面很小的縫隙中，再由縫隙流入一個斷面很大的空間中，因此站臺門縫隙處的局部阻力系數可以等效為突縮和突擴的阻力系數之和[18]。

表1 站臺-出口通道各支路阻抗Table 1 Impedance of each branch of platform-exit channel

根據圖4 所示的各支路之間串并聯關系，結合式（5）-式（7）分別計算出站臺-出入口一側的總阻抗值為4.58×10-3kg/m7，站臺門-活塞風道一側的總阻抗值范圍為0.09～0.50kg/m7。

3.1.2 CFD 模擬結果與傳統計算法的對比

CFD 數值模擬結果如圖7-圖9 所示。根據模擬結果可知站臺-出入口通道的壓力損失為98.15Pa，風量為140m3/s，由（3）計算可得站臺-出入口通道的總阻抗為5.01×10-3kg/m7。

圖7 站臺扶梯開口高度和車站出入口全壓分布圖Fig.7 Platform escalator opening height and station entrance/exit full pressure distribution

圖8 地鐵出入口處速度矢量分布圖Fig.8 Speed vector distribution at subway entrances and exits

圖9 四部樓扶梯截面速度分布矢量圖Fig.9 Cross-sectional velocity distribution vector of four escalators

將站臺-出入口一側CFD 數值模擬的阻抗計算結果與傳統計算法的阻抗計算結果進行對比，兩者相差不超過10%，說明傳統計算法亦能夠獲得較準確的地鐵車站通風支路的阻抗值，同時也驗證了CFD 模擬結果的可靠性。

3.2 站臺門漏風量估算

由圖4 可以寫出站臺層內氣流平衡公式：

由通風網絡的回路壓力平衡方程，可得：

根據式（3）、（8）和（9），可得：

式中：Qexit為通過車站出入口進入站臺內的風量，m3/s；QPSD為通過站臺門縫隙進入站臺內的風量，m3/s；Qp1為通過大系統排煙風機排出的風量，m3/s；Qp2為通過軌排輔助排煙風機排出的風量，m3/s；hexit為站臺-出入口支路的總阻力損失，Pa；hPSD為站臺門-活塞風道支路的總阻力損失，Pa；Sexit為站臺-出入口支路的總阻抗值，kg/m7；SPSD為站臺門-活塞風道支路的總阻抗值，kg/m7。

結合公式（8）、（9）、（10）可計算得到站臺門的漏風量，如圖10 所示。可以看出，站臺門漏風量隨著站臺門縫隙面積的增大而增大，當縫隙面積由1.4m2增加到3.3m2時，站臺門漏風量由12.2m3/s增加到25.7m3/s，占設計排煙量的比值由8.77%上升到18.34%。由公式（10）可知，站臺門漏風量取決于站臺-出入口支路阻抗平方根與站臺門-活塞風道支路阻抗平方根的比值，當車站內部各通風支路阻抗確定時，減小漏風量的關鍵為減小站臺門縫隙面積，即提高站臺門的密閉性。

圖10 站臺門漏風量隨縫隙面積變化Fig.10 Variation of air leakage from station doors with gap area

4 結論

關閉站臺門系統是解決深埋地鐵車站排煙系統在站臺火災工況下樓梯口下行風速不滿足規范要求問題的一種方式，但站臺門處于關閉狀態時仍會有部分空氣由縫隙進入站臺。為計算這部分漏風量，本文基于通風網絡理論，計算了車站內各通風支路的阻抗值，并與CFD 數值模擬結果進行比較，兩種計算方法的結果接近，驗證了阻抗計算值可用于通風網絡計算。

在此基礎上，通過建立的通風網絡模型，計算了站臺門縫隙處的滲漏風量，結果表明，隨著站臺門的安裝密閉性降低，漏風量由12.27m3/s 增加到25.67m3/s，占設計排煙量的比值為8.77～18.34%。

CFD 模擬雖然能夠詳細模擬出車站內氣流組織和壓力分布情況，但對于實際工程而言，數值模擬耗時較長，工作量大。本文研究表明，采用流體力學傳統計算法的計算結果同樣能夠滿足工程精度要求，并且更簡單方便，能夠節省大量計算時間。