DOI:10.11990/jheu.201506027
空气幕作为一种气体的隔断装置，由Van Kennel在1904年首次应用[1]，在其后的50年内，被广泛应用于各个领域。由于空气幕具有良好的气流阻隔作用，且不会阻碍人员与车辆的自然流通，因此在工业、建筑、交通等多个领域有着广泛的应用。近年来，各个领域的学者对空气幕阻隔性能进行了研究，在采矿工业防尘方面，Kissell研究了空气幕对可吸入粉尘的阻隔作用[2]；在开放式冰库的保温方面，Goncalve研究了空气幕对室内不同温度气体导热的隔断作用[3]；在交通领域，Ciocnea通过CFD建模，研究了利用空气幕对长输隧道车辆尾气进行控制[4]；在消防领域，Luo通过实验与数值模拟，研究了空气幕对烟气蔓延的阻隔作用，并与挡烟捶壁进行了对比[5-6]。
近年来对空气幕阻隔性能的研究可根据其阻隔介质分为两类：一类为高温介质，主要为火灾时期的高温有毒烟气，其空气幕内外压差由热压导致;另一类为常温介质，主要为粉尘等污染物以及室内外空气，其空气幕内外压差由风压导致。但是两类介质对空气幕阻隔性能的不同影响却很少有学者研究。而正确区分两类介质对空气幕阻隔性能的影响，不仅能为空气幕参数的设置提供全面的理论依据，而且对相关标准的制定也具有重要的指导意义，因此有必要研究不同介质对空气幕阻隔性能的影响。本文通过数值建模，利用FDS火灾动力学模拟软件构建了高温与常温两类场景，并从空气幕失效位置、临界压差及气体渗入发展速率方面进行了对比研究，同时分析了在热压与风压共同作用下空气幕阻隔性能的变化，为不同场合下空气幕的使用提供理论依据。
1 数值模拟方法FDS是由美国NIST(National Institute of Standars and Technology)开发的软件，主要解决火源驱动的计算流体动力学模型。该模型通过解算一系列N-S方程，能够较为精确地计算低速、热驱动的流体流动。由于FDS是开源程序，因此其计算的合理性也得到了许多学者的验证[7-9]。
FDS在数值计算时，其主要的基本控制方程如下：
质量方程：
| $\frac{\partial \rho }{\partial t}+\nabla \cdot \rho u={{m}_{b}}$ | (1) |
动量方程：
| $\frac{\partial }{\partial t}\left( \rho h \right)+\cdot \rho uu+\nabla p=\rho g+{{f}_{b}}+\nabla \cdot {{\tau }_{ij}}$ | (2) |
能量方程：
| $\begin{align} & \frac{\partial \rho }{\partial t}+\nabla \cdot \rho hu=\frac{Dp}{Dt}+\dot{q}\prime\prime -\dot{q}{{\prime\prime }_{r}}+k\nabla T= \\ & \sum\limits_{i}^{{}}{{}}{{h}_{i}}\rho {{D}_{i}}{{Y}_{i}}+\varepsilon \\ \end{align}$ | (3) |
式中: ρ为密度,t为时间,u为速度矢量,p为压力,fb为作用于流体上的外力(除重力外),τij为粘性力张量,h为比焓,q·″为热释放速率,q·″r为辐射热损失速率,k为导热系数,T为热力学温度,Di为第i种组分的扩散系数,Yi为第i种组分的质量分数,ε为粘性耗散率。
本文使用大涡模拟进行解算，其算法主要是通过已经设置好的数学滤波进行处理，把包括脉动在内的湍流瞬时运动方程分解为描写大涡流场的运动方程与小涡流场的运动方程，对小于特征尺度的小涡流场，采用湍流模型进行求解，通过这样的分化，既能保证了计算的精确性，同时对计算机内存的需求也明显降低。
2 模型的构建及参数设定本文根据某建筑中走廊局部结构构建数值模型,带有空气幕的门将该走道分为两部分：右边部分为外部环境;左边部分是需空气幕保护的部分，称为空气幕保护区域。
为了研究两种场景下不同气体介质对空气幕的影响，本次研究主要对两种场景进行建模：
场景1：火灾情况下热压对空气幕的影响；
场景2：常温(25 ℃)下风压对空气幕的影响。
2.1 物理模型设置本次模拟中，场景1走廊模型尺寸为20.4 m×3.6 m×3.0 m(长×宽×高)，走廊两端与大空间办公楼相连接，因此设置中假设与外界直接相通。火源距离空气幕7.5 m，其面积为1.0 m×1.0 m，反应物质为庚烷。空气幕前后2.5 m处分别设置了气压探测平面、流量探测平面及热量探测平面，其面积为3.6 m×3.0 m (宽×高)，用以测量空气幕内外压差、气体渗入流量。大门为标准双开门，尺寸为2.0 m×2.4 m(宽×高)，门后端中心1.0 m处竖直均匀设置一排速度探测点，其最低探测器距离走廊地面为0.1 m，最高探测器距离走廊顶面也为0.1 m,探测点间距为0.1 m，用以测量渗过空气幕后气体流速。距走廊顶部2.8 m处，每隔0.5 m横向设置了热电偶，用以测量走廊纵向温度变化。在门的正上方，横向设置了空气幕，其尺寸为0.2 m×2.0 m(长×宽),空气幕射流向外喷出的角度为20°。模型的构建如图 1(a)、(b)所示。
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| 图1 模型及场景设置 Figure 1 Model configuration and the scene settings |
场景2的设置与场景1基本相同，较场景1主要有两点区别：1)去掉了火源；2)在走廊两端设置了与外界相通的供风口以提供风压，风口面积尺寸为3.6 m×3.0 m(宽×高)。其模型构建如图 1(c)所示。
2.2 网格独立性分析在模拟计算时，网格划分得越细，其计算所得的结果就越精确，但计算所需的时间会呈指数增长[10]。为了得到精确的模拟结果且不耗费太多的成本与时间，在模拟计算前应对网格的划分进行分析。本文提出了三种网格划分方案，如表 1所示。
| 方案 | 网格尺寸 | 网格总数 |
| 1 | 0.1 m×0.1 m×0.1 m | 110 160 |
| 2 | 0.2 m×0.2 m×0.2 m | 55 080 |
| 3 | 0.3 m×0.3 m×0.3 m | 36 720 |
在空气幕出口风速为10 m/s，火源热释放率为10 MW时进行模拟，同时观察不同方案下温度探测器所测结果并分析其差异性，结果如图 2所示。
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| 图2 不同方案下温度变化 Figure 2 Comparison of smoke temperature under different mesh cases |
通过图 2可知，在不同方案中，温度变化的差异性并不大，而方案1计算所耗费的时间为方案3的39倍，为了保证计算的准确性及效率，本文选取方案2进行网格划分。
2.3 火源热释放率及其风压值设定在场景1中，烟气流动主要是由热压驱动的，而其驱动力的大小主要取决于火源的热释放率(HRR)的大小，本文通过改变火源热释放率来调整热驱动力，其热释放率设定值从1～15 MW，每间隔0.5 MW进行一次模拟。在场景2中，本文跟据场景1中测得的空气幕内外平均压差，直接通过风口设定压差值。
2.4 模拟时间的确定通过图 2可知，当模拟时间达到200 s时，温度随着时间上升的趋势已经明显减弱，在250 s以后，温度变化已基本处于稳定状态，为了保证模拟的准确性，本文确定模拟时间为300 s。
2.5 空气幕出口风速设置通过谢晶等[11-12]对空气幕的研究可知，在标准双开大门中，空气幕射流能够到达地面的最小风速约为6 m/s，而Foster[13]指出，在工程设计中需要在空气幕最小送风速度上乘以一个安全系数，其取值范围为1.3～2.0。因此，为了研究不同的空气幕出口风速对其隔断效果的影响，本文由低至高设置了三种不同的出口风速，分别为8、10及12 m/s。
2.6 模型相关参数的设定由于模拟计算选择的是大涡模拟，因此需要对相关的参数进行设置。其主要有以下2个参数：
1) Smagorinsky常数，即CS，是大涡模拟中求解流体粘度的一个非常重要的参数。Zhang曾研究Smagorinsky常数对模拟结果的影响，其研究结果表明，当CS为0.18时，其模拟结果与相对应的实验结果有着良好的一致性[14]。因此，本文取CS为0.18。
2) 普朗特数Pr与施密特数Sc，这两个参数是导热及扩散计算时的重要参数。根据Zhang的模拟及实验的对比研究[14]，本文设置普朗特数Pr与施密特数Sc均为0.5。其余参数的设置均使用FDS中默认参数。
3 模型验证在进行模拟实0验之前，为了保证每次模拟的有效性，本文对所构建模型进行了验证。由于本次模拟涉及两种不同场景，因此本次仿真验证分别依据两种场景进行验证。
3.1 火灾场景相关参数验证在火灾相关参数验证中，本文根据Luo所搭建的实验平台构建数值模型[5]，并在相同位置设置温度探测器。将模拟计算所得的温度变化与Luo实验测量的温度变化进行对比。其结果如图 3所示。
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| 图3 模拟与实验的温度曲线对比 Figure 3 Comparison of smoke temperature with the experiment data |
通过图 3可知，模拟所得的温度变化与Luo实验所得温度变化非常接近，说明在本次数值计算中，与火灾的相关模拟参数设置是有效的。
3.2 风压参数验证风压验证是基于在空气幕没有开启的情况下进行的。通过改变门内外风压差，以测量气体渗入流量，并根据所测数据进行回归分析，其所得结果与公开发表论文中的结果进行比较[15-16]，如图 4所示。
由图 4可知，本次模拟数据拟合系数为0.698，R2值为0.998，说明回归分析结果具有很好的相关性。在前人相关研究中，Yuill实验拟合系数为0.63[15]，Wang模拟拟合系数为0.59[16]。
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| 图4 气体渗入关系比较 Figure 4 Comparison of smoke infiltration with simulation and experiment data |
本次模拟结果与前人的研究结果有一定的误差，这可能是因为Yuill与Wang是在大空间环境下进行实验与模拟，而本文是基于走廊环境下进行模拟，因此入风量较Yuill与Wang的测试值有所增加，但误差属于可以接受的范围内，因此可以证明在本文的模拟中，与风压相关的参数设定是有效的。
4 结果与分析 4.1 空气幕失效位置分析空气幕失效位置的高低决定了失效面积大小，继而直接影响空气幕的阻隔性能。图 5展示了当内外平均压差值均为3.5 Pa时，空气幕出口风速为8、10、12 m/s下，走廊气体流速分布图。
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| 图5 不同出口风速下场景1及场景2对空气幕射流的影响 Figure 5 The impact on air curtain jet under variable discharge velocity in case 1 and case 2 |
通过图 5可知，两种场景下，空气幕保护区域均有气流速度分布，说明空气幕此时均发生了失效，而随着空气幕出口风速的增大，保护区域气流速度分布明显减弱，说明较大的出口风速有助于提高空气幕的阻隔性能。而在出口风速相等的情况下，场景1保护区域的气流速度分布明显较场景2强烈，这说明在内外平均压差相等的情况下，火灾热压造成的气体渗入量明显大于风压所造成的，由此可以推断，相对于场景2，场景1导致的空气幕失效位置更高，因此气体渗入量更大。
为了精确地确定失效位置的高度，本文通过采集空气幕后1.0 m处气流轴向速度值进行分析。根据Wang的研究[15]，当空气幕发生失效后，空气幕射流会发生偏折现象，如图 6[15]所示。
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| 图6 空气幕偏折现象 Figure 6 Deflection of Air curtain jet |
由图 6可知，在空气幕失效位置处，其气流轴向速度最大，因此，可通过保护区域气流最大轴向速度位置的高度表征空气幕失效位置高度。表 2给出了不同出口风速时，两种场景下轴向速度最大值及其高度。
由表 2可知，在内外平均压差相等情况下，场景1最大轴向速度出现高度较场景2大，约为场景2的167.67%~200%，且最大轴向速度也明显较场景2大，因此可以推断，同一时间内，气体渗入空气幕的量也较风压情况下大。
| 风速v/(m·s-1) | 场景 | 最大轴向速度umax/(m·s-1) | 最大轴向速度出现高度h/m |
| 8 |
场景1 场景2 |
3.94 2.60 |
0.5 0.3 |
| 10 |
场景1 场景2 |
4.99 2.63 |
0.4 0.2 |
| 12 |
场景1 场景2 |
5.11 3.21 |
0.2 0.1 |
随着空气幕内外压差ΔPoi的增大，空气幕阻隔能力不断减弱，当内外压差超过一个特定值时，空气幕将发生失效，此特定值被称为空气幕在该工况下的临界压差，PC。当内外压差继续增大，气体会从空气幕失效位置不断进入保护区域。因此针对空气幕临界压差及失效后气体渗入规律研究对其阻隔性能评价有着重大意义。Wang[15]曾提出了关于空气幕的渗透模型，可用于计算空气幕的临界压差，其模型公式如下：
| $\frac{Q}{A\sqrt{2/\rho }}={{\left( -1 \right)}^{i}}C\sqrt{\left| \Delta {{P}_{oi}} \right|}+D$ | (4) |
式中：A为出口面积，m2；Q为渗入气体的体积流量，m3/s；C为释放系数，可用以表征气体渗入的发展速率；D为调节系数；ΔPoi为内外压差，Pa。当ΔPoi>0时，i=1，否则，i= -1。当模型确定后，取Q=0，则所计算出的内外压差值Poi即为该工况下的临界压差值Pc。
根据该模型，可将模拟测量结果整理为无因次量QA-1(2/ρ)-0.5与|ΔPoi|0.5的关系，并进行线性回归分析。图 7为空气幕不同出口风速下，两种不同场景下回归分析图，表 3则展示了相关的回归参数。
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| 图7 不同出口风速下场景1及场景2气流渗入情况 Figure 7 The seepage of gas under different discharge velocity in case 1 and case 2 |
由图 7及表 3可知，随着出口风速的增大，两种场景下空气幕临界压差均显著提高，这说明较高的出口风速可以增大空气幕的阻隔能力；而当空气幕出口风速相等时，场景1的临界压差为场景2的159.27%～202.33%，而释放系数C则为场景2的280.41%～315.46%。这说明在火灾情况下，高温烟气需要达到更高的压差才会导致空气幕失效，而空气幕一旦失效，高温烟气渗入的发展速率将是风压场景渗入发展速率的3倍。
| 风速/ (m·s-1) | 场景 | 释放 系数C | 调节 系数 D | R2 | ΔPc |
| 8 |
场景1 场景2 | 1.1383 0.362 0 |
-1.5981 -0.357 3 | 0.934 0.972 4 | 1.9709 0.974 1 |
| 10 |
场景1 场景2 | 1.0807 0.385 4 |
-1.787 8 -0.505 2 | 0.9452 0.987 0 | 2.7367 1.718 3 |
| 12 |
场景1 场景2 | 1.0105 0.332 8 |
-1.912 6 -0.492 0 | 0.9734 0.995 4 | 3.5824 2.185 4 |
导致这种区别的主要原因可能是空气幕射流上方压强集中程度的不同。在场景2中，风压在整个断面上分布较为平均，因此空气幕射流平面自上向下所受的压强基本相同。而由于空气幕射流动量的逐渐衰减，射流下端的阻隔能力最弱，在风压作用下，气体更容易由空气幕下端最薄弱处渗入，因此临界压差较小，而由于失效高度较小，气体渗入发展速率也相对较小。而在场景1中，由于高温烟气的热浮力作用，气压分布主要集中在空气幕射流的上半部分，而该部分射流由于具有较高动量，阻隔能力较强，所需的临界压差也相应较大，但由于其失效位置相对较高，因此一旦发生失效，所导致的失效面积也会较大，因此气体渗入的发展速率也会明显大于风压下的气体渗入速率。这也是场景1中空气幕射流失效位置较场景2高的主要原因。
由此可知，在火灾情况下，空气幕一旦失效，高温烟气将会迅速对保护区域造成威胁，因此，在使用空气幕进行阻烟时，应加强事前控制，尽可能采取多种控制措施进行综合防烟，以提高空气幕阻隔能力，一旦烟气发生渗入，应采取有效措施进行报警。同时，在进行空气幕相关标准制定以及空气幕参数的设定时，应该考虑空气幕的用途及使用范围，而不应同一而论。
4.3 热压与风压共同作用对空气幕阻隔性能影响为了研究热压与风压共同作用对空气幕阻隔效果的影响，本文在场景1中的走廊两端同时设置出风口以提供风压，分析了在风压为1、2及3 Pa时，空气幕阻隔作用的变化情况。图 8给出了空气幕出口风速为10 m/s时，在两种压强共同作用下，压差与渗入流量的回归分析图，表 4总结了回归分析结果的相关参数(当风压设定值为n Pa时，表示为场景1+Pn)。
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| 图8 两种压强共同作用时气流的渗入情况 Figure 8 The seepage of gas under both kind of pressure difference |
| 场景 | 释放系数C | 调节系数 D | R2 | ΔPc |
| 场景1 | 1.080 7 | -1.787 8 | 0.945 2 | 2.736 7 |
| 场景1+P1 | 1.249 3 | -2.009 4 | 0.982 3 | 2.587 0 |
| 场景1+P2 | 1.422 5 | -2.444 8 | 0.976 9 | 2.953 8 |
| 场景1+P3 | 1.664 9 | -3.085 3 | 0.944 0 | 3.434 1 |
通过图 8及表 4可知，随着风压的增大，空气幕临界压差不减反增，这可能是因为风流增加了烟气的湍流程度，减小了烟气对空气幕的垂直冲击。同时还可以发现，释放系数C随着风压值的增加明显增大，这说明在两种作用下，空气幕一旦失效，烟气渗入的发展速率将比单纯的热压作用更大，这将导致空气幕保护区域更易受到高温及有毒烟气的威胁。
为了进一步验证两种压强共同作用对空气幕阻隔的影响，本文分别研究了HRR为6、8及10 MW时，热压与风压共同作用下，走廊内2.8 m高处温度及一氧化碳的平均分布情况(如图 9所示)，下方二维曲线为空气幕保护区域范围内的局部放大图。
通过图 9可知，在选定的三种HRR中，空气幕保护区域均已受到高温有毒烟气的影响，且随着风压的增大，保护区域内温度及一氧化碳浓度都显著增大。由局部数据放大图可知，风压每提高1 Pa，空气幕保护区域内温度提高约10～20 ℃，而一氧化碳浓度约提高5×10-6～15×10-6。同时，由图 9(b)还可发现，在风压作用下，空气幕近前方一氧化碳浓度明显上升，且随着风压的增大，累积在空气幕近前方的一氧化碳浓度也随之增大。由于一氧化碳极易导致火场中人员的窒息死亡，因此这种累积现象非常不利于人员的疏散与火灾扑救，应当考虑采取适当的措施进行控制，例如，采用机械排烟与空气幕配合使用，以减小在环境风压下一氧化碳在空气幕近前方的累积浓度，提高人员疏散的安全性。
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| 图9 两种压强共同作用下温度及一氧化碳纵向分布图(Z=2.8 m) Figure 9 Temperature and carbon monoxide distribution under both pressure difference (Z=2.8 m) |
本文通过FDS构建空气幕全尺寸模型，研究了火灾热压、常温风压以及两种场景共同作用对空气幕阻隔作用的影响。通过研究可以得到以下结论：
1) 空气幕阻隔能力随着出口风速的增加而增大；高温烟气造成空气幕失效位置的高度约为常温风压的166.67%～200%；
2) 火灾情况下，高温烟气需要更大的压强才能导致空气幕失效，然而空气幕一旦失效，其高温烟气渗入的发展速率将是风压场景下渗入发展速率的3倍。因此在利用空气幕进行阻烟时，应加强事前控制。同时，相关标准的制定应将空气幕的用途及使用范围纳入考虑范围；
3) 在风压与热压共同作用下，高温有毒烟气对空气幕保护区域产生更大威胁，风压每提高1 Pa，空气幕保护区域内温度约提高10～20 ℃，一氧化碳浓度约提高5×10-6～15×10-6。同时，随着风压的增加，一氧化碳在空气幕近前方会产生明显的累积效应，不利于人员的疏散与火灾扑救。建议采用机械排烟与空气幕配合使用，以降低空气幕近前方一氧化碳的累积浓度，提高人员疏散的安全性。
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