火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

火源对标准房间轰燃影响的数值模拟（共13篇）

篇1：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

接触约束对焊接变形影响的数值模拟

以焊接件和工作台在外压力作用下的接触为约束建立有限元模型,采用数值模拟方法研究外压力大小、作用宽度和作用位置对焊接变形的影响.研究结果表明,存在使焊接件远离焊缝部位残余变形最大的临界外压力pcr和临界外压力作用宽度Wcr,当外压力p《pcr时,焊接残余变形随压力的增大而增大;当外压力p》pcr时,焊接残余变形随压力的增大而减小;当作用宽度W《Wcr时,残余变形随作用宽度的`增加而增大;当作用宽度W》Wcr时,残余变形随作用宽度的增加而减小.

作 者：刘川 张建勋 Liu Chuan Zhang Jianxun 作者单位：西安交通大学焊接研究所刊 名：航空制造技术 ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL MANUFACTURING TECHNOLOGY年，卷(期)：2007“”(z1)分类号：V2关键词：接触约束 焊接变形 有限元 数值模拟

篇2：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

排烟方式对火场人员疏散影响的数值模拟

摘要：针对建筑火灾中烟气的危害特点,利用商业计算流体软件PHOENICS,分别对无排烟措施、自然排烟、机械排烟等三种常见的建筑火灾后的排烟方式进行烟气流动规律的.模拟研究.得出:火灾后,自然排烟和机械排烟在一定程度上都能将着火房间的烟气、热量排出室外,降低着火房间的烟气浓度、温度和压力.机械排烟形成的微负压使得火场烟气不易向外扩散,同时增加近30s的疏散时间,排烟效果明显更利于火场人员的安全疏散.本文计算机场模拟的结果符合单室烟气的蔓延机理,证明了使用计算流体力学技术对火灾现象进行数值模拟是可行的,可用于指导建筑火灾的扑救和火场人员的安全疏散.作 者：常玉锋    陈锋    贾沛    张焱    CHANG Yu-feng    CHEN Feng    JIA Pei    ZHANG Yan  作者单位：常玉锋,贾沛,CHANG Yu-feng,JIA Pei(武汉工程大学环境与城市建设学院,湖北,武汉,430074)

陈锋,CHEN Feng(北京保利达工程设计有限责任公司杭州分公司,浙江,杭州,310003)

张焱,ZHANG Yan(中南大学土木建筑学院,湖南,长沙,410075)

期 刊：武汉工程大学学报  ISTIC  Journal：JOURNAL OF WUHAN INSTITUTE OF TECHNOLOGY 年，卷(期)：, 32(9) 分类号：X932 TU834 关键词：火灾    烟气    场模拟   

篇3：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

室内火灾发展过程中, 有时会出现火势急剧增长, 温度突然升高, 室内所有可燃外表面几乎同时着火的现象, 通常称为轰燃, 它标志着室内火灾充分发展阶段的开始。轰燃发生后, 室内可燃物剧烈燃烧, 并伴随有高温火焰喷出, 对室内物品和建筑结构本身可能造成严重损坏, 因此研究轰燃对于防治室内火灾具有重要意义。

用FDS5中的大涡模拟[1] (LES) 就火源释热率对室内轰燃时间的影响进行模拟研究, 并用社会科学统计软件包SPSS对两者间关系进行回归分析。

1 模拟场景

模拟中的初始室温为20℃, 压力为0.101 3MPa, 忽略风速。房间尺寸与ISO 9705火灾标准实验间相同, 长3.6 m宽2.4 m高2.4 m, 门宽0.8 m高2.0 m, 墙体为24砖墙, 顶板为混凝土。火源尺寸为0.3 m×0.3 m, 位于墙脚, 采用默认设置1s达到设定释热率。为了反映现实场景, 在室内添置了床、书架和凳子, 且将正面墙体设置为透明, 见图1。

在顶板中心正下方, 距顶板20 mm处设置热电偶1, 在凳子、书架和床的中心正上方分别设置热电偶2、3和4, 以便确认室内所有可燃物在轰燃后全部着火。

2 结果与讨论

大量研究表明, 轰燃发生有三个判据[2]:室内接近顶棚热烟气温度超过600℃;室内地板平面辐射热通量超过20 kW/m2;火焰沿室内顶棚扩展, 并喷出开口。现以温度判据作为轰燃发生的标志。

2.1 轰燃模拟

火源释热率以hrr表示, 通过改变火源的释热率, 观察室内燃烧现象的变化情况, 特别是观测能否发生轰燃。按表1中数据设置火源释热率hrr。

图2 所示为不同hrr时顶棚中心附近热烟气温度的变化情况。

由图2可知, 当hrr为29.7 kW和30.42 kW时, 顶棚中心附近热烟气温度没有出现大幅攀升, 且最高温度只有300℃左右, 此后温度逐渐下降, 说明并未发生轰燃;当hrr大于31.05 kW时, 顶棚中心附近热烟气温度在某一时刻急剧升高, 且最高温度均在800℃左右, 此后温度将在600℃以上 (图2中水平线为600℃基准线) 维持一段时间, 然后温度才开始下降, 表明此前发生了轰燃。为了确认是否发生轰燃, 以hrr=31.05 kW为例, 观测室内所有可燃物是否同时着火导致周围温度同时骤升, 特将4支热电偶所测温度作图, 如图3所示。

由图3可知, 4支热电偶所测温度几乎同时骤升, 说明床、凳子和书架的确同时着火, 也就表明发生了轰燃。

若以顶棚中心附近热烟气温度达到600℃作为轰燃判据, 则在本文研究的场景中hrr必须要大于30.42kW才可能发生轰燃, 且hrr越大, 发生轰燃的时间越早。当hrr小于30.42 kW时室内不能发生轰燃, 大于31.05 kW时才发生轰燃, 所以该房间发生轰燃的临界释热率HRRC= (30.42+31.05) /2=30.735 kW。该问题中的临界释热率可以理解为, 始终燃烧的火源所具有的能使标准房间发生轰燃的最小恒定释热率。

表2所示为不同hrr下发生轰燃的时间tf 。

2.2 回归分析

文献[3,4]表明, 当其他条件相同时燃烧释热率与热烟气层升温量ΔT之间符合乘幂函数关系, 而ΔT是燃烧时间的函数, 且与轰燃发生的温度判据密切相关。由此可知, 当ΔT对应轰燃的温度判据时, 也必然对应着一个轰燃时间。那么, 这个时间与燃烧释热率之间也应当存在着某种对应关系, 且很有可能就是乘幂函数关系。于是, 假设tf与hrr之间存在乘幂函数关系, 利用SPSS进行曲线回归, 如图4。

回归曲线的函数表达式为tf =232.968h${}_{\text{r}\text{r}}^{-0.590}$, 其相关系数r=0.984。但这一回归曲线的合理性还要通过显著性检验来确认。

2.3 显著性检验

常用的显著性检验方法是F检验法则[5]:对给定的水平α, 当F>F1, n-2 (α) 时, 拒绝原假设, 即接受β1≠0, 通常就说回归方程通过了显著性检验;不然接受原假设, 则Y与X并无线性相关关系可言。

因变量Y与自变量X之间相关关系的程度, 常用相关系数r来表示:当r=±1时, 变量间存在确定的函数关系;当0.95<| r |时, 变量间显著性相关;当r=0时, 变量间不相关, 等。

通过SPSS分析可知, F=344.695。对给定的水平α=0.05, 查F分布表得F1, 11 (0.05) =4.84。因为F=344.695>4.84, 于是拒绝原假设H0∶β1=0, 而接受β1≠0。这就是说, 经验回归直线反映了轰燃时间tf与火源释热率hrr之间的相关关系。

另一方面, 线性回归方程的相关系数r=0.984>0.95, 属于显著性相关范畴。这也说明, tf与hrr之间的相关关系是显著的。

3 结论

(1) 研究的房间发生轰燃的火源临界释热率为30.735kW, 低于这一值, 则不能发生轰燃。在轰燃前若能将火源释热率降低到HRRC以下, 则可以抑制轰燃发生。

(2) 轰燃时间与火源释热率之间满足tf =232.968h${}_{\text{r}\text{r}}^{-0.590}$的乘幂函数关系, 它显著地反映了轰燃时间tf与火源释热率hrr之间的相关关系。

参考文献

[1]McGrattan K, Klein B, Hostikka, S, et al.Fire dynamics simulator (Version5) -user s guide.National Institute of Standards and Tech-nology, Gaithersburg, Maryland, USA, 2008

[2]Drysdale D.An Introduction to fire dynamics (2ed) .New York:John Wiley&Sons, 1999

[3]McCaffrey B J, Quintiere J G Harkleroad M F.Estimating room fire temperature and the likelihood of flashover using fire test data correla-tion.Fire Technology, 1981;17 (2) :98—119

[4]陈爱平, 乔纳森.弗朗西斯.McCaffrey, 等估计轰燃前火灾温度方法的改进.火灾科学, 2003;12 (2) :58—65

篇4：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

关键词：进气歧管；数值模拟；流场特性;压力损失；流量特性

中图分类号：U464.134+4 文献标志码：A 文章编号：1005-2550（2011）05-0032-05

Effect of Parameters of Intake Manifold Structure on Characteristics of

Intake Flow Based on Simulation

NING Jun1，2，DANG Feng-ling2，YANG Na2，LI Li-guang1

（1.The Institute of Automotive Studies，Tongji University，Shanghai 200092，China;

2.Shanghai Fuel Cell Vehicle Powertrain CO.，LTD，Shanghai 201804，China）

Abstract: Based on Fluent software， a three dimensional model of the intake manifold of a certain multi-cylinder gasoline engine were carried out .Through the three dimensional numerical simulation and analysis of the steady flow ， it found out the effect of main parameters of intake manifold structure on the flow field， pressure loss and discharge characteristics.

Key words: intake manifold；numerical simulation; flow field; pressure loss; discharge characteristics

进气系统是发动机的重要组成部分之一，其布置形式和结构参数对发动机的充气效率、进气阻力、进气均匀性、缸内混合气运动和燃烧过程有着重要的影响，进而影响发动机的动力性、经济性和排放特性。

进气系统良好的结构布置形式和结构参数的合理选择有助于充分利用重力自然进气，同时可以使发动机充分利用歧管内气体流动的动力效应，从而提高发动机的充气效率，使发动机在较宽的转速范围内具有良好的性能。

近年来，关于进气歧管对发动机性能影响的试验研究已有不少报道［1-4］，主要研究了各缸的进气不均匀度、质量流量、流量系数等。但关于模拟的研究有限，主要集中在对进气歧管进行优化计算，提供评估进气歧管性能的方法。本文针对某型号汽油机进气歧管的优化设计，采用三维数值模拟计算方法，利用Hypermesh软件和Tgrid软件进行网格划分，利用Fluent软件对多缸发动机进气歧管进行模拟，研究了进气歧管结构改进前后的流场特性、压力损失和流量特性，分析了主要结构参数对进气流动的影响。

1 进气歧管网格划分

研究对象汽油机排量为1.8 L，标定功率和转速为74 kW和5 200 r/min。首先用Hypermesh和Tgrid软件对进气歧管三维模型进行四面体网格的划分，在出口处对网格进行加密，并设置边界条件，入口端的前端面设为质量流量进口边界，各个歧管的出口端面设置为自由流，其他均为壁面边界，结果如图1所示。

图1 进气歧管三维网格效果图与边界定义

表1 进气歧管结构参数变化对比

对表1中的结构参数进行比较可知，进气歧管改进前后结构变化不大，主要是因为受发动机结构限制。各歧管在出口面积不变时，增加了长度；同时稳压腔与歧管过渡面变长，进口长度减小。下面将进一步计算和分析这些结构变化给流动所带来的影响。

2 湍流方程

Fluent常用的湍流模型包括Spalart-Allmaras模型，标准κ~ω、RNG κ~ω和Realizable κ~ω模型，标准和SST κ~ω模型，雷诺兹压力模型，大型艾迪仿真模型等等。本文的模拟计算所选用的是标准κ~ω湍流模型。

在标准κ~ε模型中，κ和ε是两个基本未知量，与之相对应的输运方程为：

（）+（i）=［（＋）］＋

Gk＋Gb--YM＋S（1）

（）+（i）=［（＋）］＋

G1（G＋G3Gb）-C2 +S（2）

式中：Gk是由于平均速度梯度引起的湍动能k的项；YM代表可压缩湍流中脉动扩展的贡献，C1ε、C2ε、C3ε是经验常数；σk和σε分别是与湍动能k和耗散率ε对应的湍流Prandtl数；Sk和Sε由用户定义的源项；μt是湍动粘度，可表示成k和ε的函数，即：标准κ~ε模型中的参数见表2。

表2 标准κ~ε模型中的常系数

3 模拟结果及分析

3.1 流场特性模拟

首先，模拟进气歧管齐开时的情况，分析流体内部流动特性。改进前后进气歧管模拟初始参数都选取进口质量流量为0.057 57 kg/s（虚拟转速为3 000转/分），进口表压为0（工作压力为1.013E05Pa），四个歧管均设置为流出自由流；其他设置均与前文所述一致。

图2~图5是在计算边界完全相同的情况下，分别为进气歧管流体压力等值云图和流场迹线图。可以看出，在原进气歧管进气过程中，气流发生的旋转、分离和回流现象明显要大于改进后，特别是压力值较大或较小的地方，如各歧管与稳压腔的过渡口以及歧管曲率半径较大处等都会发生回流或旋转等现象。如图2中，A点处为稳压腔左端，由于进气口位于稳压腔右端，进气气流在A点处明显受到挤压，而形成死区增大压力，增加流体与管壁或流体之间的摩擦，引起流体机械能的损失。在图3中A点处产生了明显的大面积回流。B、C、D、F点都是进歧管的过渡口，B、C、D点的压力由于受到进口流体的冲击造成压力急剧上升。F点位于进口后方受到流速加之歧管曲率半径的变化的影响产生了负压、回流（见流速图）和旋转流，以及E点产生的二次流，都会造成额外的能量损失。气流的旋转在图3中的四歧管中非常明显，延续到歧管出口处，对流动均匀性影响也非常大。

图6和图7是上述计算条件下的流速图，在流场迹线中无法判断的回流现象，可以在流速方向上明显得到。如图6和图7中A点处部分的回流现象在改进后的稳压腔内明显减弱且范围减小；B、C、D、F处的回流也基本消失或改善。从流速矢量图上也可以看出各个歧管内气流的旋转相应减少，这些都有助于减少压力损失。

3.2 单个进气歧管压力损失分析

已知结构上改进后的歧管长度有所增加，为了进一步分析长度所带来的影响，现通过研究内部质点的流迹图，分别在改进前后的进气歧管中取8个质点，然后由后处理工具绘制质点在歧管内的流动情况。工况仍为3 000转/分，只有歧管1（Outlet 1）为气缸充气。方便起见，质点起点为稳压腔与歧管1号过渡截面上一直径上的8个点。质点编号如图8所示。

从图9和图10中可以看出，质点进入歧管后，随着进气歧管长度的增加，压力是先降低再增加的。这是因为边界面的增加而增大了沿程损失，在歧管长度约150~175 mm处，压力达到了最小值。在此之后直至出口处，压力都呈上升趋势，分析认为此处受到进气谐振作用而呈现了波峰趋势，从而提高了出口压力，进而有利于进气。由图9质点号可以看出，4号、5号质点位置为歧管轴线附近，压力变化曲线相对于管壁附近的1号、8号幅度要小，如图中横坐标为25~150 mm处，说明随着管径的增大，其核心部分的流动随曲率半径的变化（见图1）相对较稳定，但是壁面附近的情况相对较差。与图10比较，最大的差异是迹线起始点附近，压力的集中度。在原歧管中由于稳压腔与歧管过渡段几何结构过于急剧，而产生较大的压力梯度，这也是图2和图3中D、F点处产生回流与旋转流的原因。

图11和图12为改进前后进气歧管内质点不同位置的湍动能。在整个歧管中流动的质点，后者的湍动能相对前者大，且沿程变化趋势相对一致。湍动能的增大对提高进气量有帮助。

观察稳压腔与歧管的过渡口与长度约150~175 mm处歧管形状结构对所取质点流动的影响，相对而言，后者的歧管结构较平顺，对流动的影响较小。从过渡口局部湍动能图13和图14可以看出，湍流区域发生了转移，后者更靠近歧管轴线附近，这也解释了为什么后者的流动更为均匀。

利用Fluent软件内质点迹线图来研究歧管长度的影响，虽然质点的轨迹不代表歧管轴线，但是却可以方便有效地做出内部流动评价。

3.3 稳压腔对压力损失的影响

图15和图16为改进前后进气歧管稳压腔局部流速（Y方向流速图），即流速在Y轴向的分量大小。需要说明的是该图为歧管稳压腔在Y向上中间剖面上的流速图，即理想流速应该没有Y轴方向。图中颜色偏红处为Y向速度偏大处，即图2中所示Ａ点处，前面提到该点处的回流较大，原因是稳压腔的结构不合理而在进气的冲压下产生了不必要的能量损失。改进后的稳压腔容积比之前略微减少，但是真正产生影响的应该还是过渡口加长的关系，从两图中可以明显看出这部分的流动要优于改动前，进入歧管的气流更加流畅，所以在流动死区在该截面上也基本消失。

3.4 流量特性分析

分支管出口截面流速不均匀，继续上一节的工况条件并采用三维模型可精确计算各分支管出口质量流量。质量流量按如下公式计算［7］:

Q=AVdA（3）

式中，A表示计算截面；ρ是微元面的流体密度；V是微元面的流体速度。上式在计算截面上离散后得到：

Q=i（Vix Aix+Viy Aiy+Viz Aiz）（4）

式中，i是第i个计算单元的密度，Vix，Viy，Viz是第i个计算单元的中心速度在三个坐标方向的投影，Aix，Aiy，Aiz是第i 个计算单元的面积在三个坐标方向的投影， n 是计算截面上的单元数。按上述方法计算各分支管出口质量流量如表3和表4 所示。同时给出fluent计算出口流量的数值，并进行误差对比。

从表3中可看出， 各分歧管出口流量不均匀，outlet 1出口质量流量最大，outlet 2 出口质量流量最小。这说明多缸发动机各缸进气不均匀。导致各缸进气不均匀的原因主要有两个: （1）各缸沿程流动损失不同。Outlet 1气缸距离进口最近，沿程流动损失小;outlet 3&4最远，沿程流动损失较大。（2）稳压腔容积影响。由于outlet 4开启时受稳压腔左端回流的影响，减少了进气量;（3）流体方向影响。气缸进气时，主流方向与2号歧管方向呈90度，对过渡段流动产生影响，相对于1号靠近进口以及3和4号死区改变主流方向看，只有2号影响较大。

表3中所述问题在表4依旧存在：靠近进气口的outlet 1和2的进气量仍然大于3和4，但是稳压腔问题有所缓和。

各缸进气的不均匀性将直接影响各缸空气与燃油的混合，从而影响燃烧过程的组织，使各缸的燃烧过程产生差异。因此，各缸进气的不均匀性是内燃机工作者所十分关心的课题。本文在进气管各分支管出口流量的数值计算的基础上，研究了各缸进气的不均匀性，为改善发动机各缸进气均匀性，提高发动机工作性能提供了有效手段。

4 结论

（1）针对某型号汽油机进气歧管内的流动进行三维数值分析，为深入了解其几何形状对流动特性的影响和改型设计提供了理论依据。

（2）计算结果表明，过渡口的优化与歧管长度的变化，对改善流动有明显影响。

（3）计算结果表明，改型后各歧管的流量偏差值比改型前普遍变小。

参考文献：

［1］ 罗马吉，陈国华，蒋焱坤，等. 进气管内三维稳态流动特性的数值分析［J］.小型内燃机与摩托车，2001，30（2）:1~4.

［2］ 许元默，等.进气歧管对电喷汽油机充气效率影响的研究［C］.内燃机清洁高效燃烧国际研讨会，2002.08.

［3］ 韩同群，马祥宁. 应用CAD/CFD技术对柴油机进气管进行优化设计［J］.内燃机，2006，2(1):13-16.

［4］ M. Safari and M. Ghamari. Intake Manifold Optimization by Using 3-D CFD Analysis［J］. SAE 2003-32-0073 JSAE 20034373.

［5］ 余国核.进气管道结构对单缸发动机动力性能的影响［J］.中国机械工程，2006，(17):10-14.

［6］ 王福军.计算流体动力学分析——CFD软件原理与应用［M］. 北京：清华大学出版社，2004.

［7］ 韩同群.电喷发动机进气歧管的设计与开发［J］.内燃机工程，2005，26(3):22-26.

［8］黄征宏，邢渊.汽车进气管改型的数值模拟及优化设计［J］.模具技术，2007，(1):1-6.

［9］ Jerry Caskey and Paul Daly. Effects of Rapid Strain Rates in Plastic Intake Manifolds.ISSN 0148-7191. SAE 980729.

篇5：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

黄土高原植被变化对环境影响的数值模拟

使用美国NCAR新版MM5非静力平衡模式,模拟了黄土高原2003年6月26～30日的一次降水过程.该试验是通过改变黄土高原局部地区植被覆盖情况,对比分析植被改变区域内各气象要素的.变化情况.结果表明: 植被改善能使雨量增加,径流量减小,湿度增大,温度日较差减小,使气候变的温和.植被退化却使雨量减少,径流加大,易使水土流失,对水土保持不利.试验较全面地揭示了非均匀地表大气边界层内的温、湿场与陆面相互作用的机理.

作 者：梁玲 吕世华 柳媛普 LIANG Ling L(U) Shi-hua LIU Yuan-pu 作者单位：中国科学院,寒区旱区环境与工程研究所,甘肃,兰州,730000刊 名：高原气象 ISTIC PKU英文刊名：PLATEAU METEOROLOGY年，卷(期)：200625(4)分类号：P461+.3关键词：黄土高原 植被覆盖变化 边界层

篇6：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

数值模拟外物损伤对疲劳寿命的影响

利用ANSYS参数化设计语言(APDL)对于外物冲击后的叶片模型循环应力场和剩余疲劳寿命的.再分析.将冲击损伤作为初始状态,改变材料本构关系,重新施加疲劳循环载荷,计算循环应力应变场和低、高周疲劳寿命,并与未受冲击的叶片疲劳分析结果进行了对比.

作 者：罗荣梅 作者单位：沈阳理工大学装备工程学院,沈阳,110016刊 名：科技资讯英文刊名：SCIENCE & TECHNOLOGY INFORMATION年，卷(期)：“”(14)分类号：V37关键词：APDL FOD 疲劳寿命 残余应力

篇7：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

通过建立多污染热源置换通风的三维数学模型,根据数值解分析送风速度对多污染源置换通风效果(热力分层高度、垂直温度梯度等)的影响,结果表明:送风速度的变化对多污染热源置换通风效果的`影响是很大的.

作 者：王晓彤 陈俊俊 武文斐 许卫民 WANG Xiao-tong CHEN Jun-jun WU Wen-fei XV Wei-min  作者单位：王晓彤,陈俊俊,武文斐,WANG Xiao-tong,CHEN Jun-jun,WU Wen-fei(内蒙古科技大学能源与环境学院,呼和浩特,014010)

许卫民,XV Wei-min(内蒙古包头市弘誉监理工程公司,包头,014010)

刊 名：环境科学与技术  ISTIC PKU英文刊名：ENVIRONMENTAL SCIENCE & TECHNOLOGY 年，卷(期)：2005 28(3) 分类号：X124 关键词：多热源置换通风   送风速度   数值模拟   热力分层高度   垂直温度梯度  

篇8：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

随着经济和社会的高速发展,建筑消防安全越来越引起人们的关注,尤其是紧急情况下人员的安全疏散问题[1,2]。一些建筑人员密度较大,如不能进行及时有效的疏散,容易发生拥挤和踩踏,造成大量人员的伤亡[3,4]。如何有效预防和减少火灾及其他突发事件人员伤亡,尤其是防止群死群伤事故的发生,已成为当前国内外消防安全工作的重中之重[5,6]。

建筑结构、火灾发展过程、建筑内人员行为、消防设施等成为影响人员安全疏散的关键因素[7]。本文重点研究了房间开门形式和走廊转角条件对人员疏散的影响。针对房间七种开门形式,走廊转角角度和圆角半径,通过一系列实验并采用计算机数值模拟相结合的方式进行研究,得出相应结论,为工程应用提供必要的参考。

1 实验内容与数值模拟

1.1 实验内容

为了研究房间开门形式和走廊转角条件对人员疏散规律的影响,房间开门形式设有A、B、C、D、E、F、G七种情况,房间尺寸为9m×6m,开门总宽度均为1.8m,如图1。为了便于实验的开展,且研究房间开门总宽度一定且出口出现拥堵条件下人员的疏散规律,房间面积较小,限制出口宽度,使得人员在出口处发现拥堵。走廊转角形式分为两种,一种为折角,一种为圆角,折角转角度数分别设有0°、30°、45°、60°、75°、90°五种情况;在折角转角度数为90°条件下,圆角半径设有1m、2m、3m三种情况,如图2。两段走廊的长度均为20m,宽度1.2m。每种情况,均在走廊的开始处布设一个房间,其尺寸为6m×6m,走廊末端为出口。房间人员密度分别为0.5人·m-2、1.0人·m-2、2.0人·m-2,待疏散人员年龄段为18到22周岁,男女比例为15:2。人体的垂直投影可以抽象为3个圆圈,一个大圆代表躯干,2个小圆代表肩膀,其半径为R(s)。大圆与小圆的圆心之间的距离为S,如图3。确定了R(t)、R(s)和S,则可以确定一个人的几何尺寸,实验人员平均身体尺寸如表1。

利用卷尺、粉笔、量角器等工具,按照上述房间开门形式和走廊转角条件画出建筑平面图,按所画平面图摆列道路三角锥,并用警戒带形成围护结构。待疏散人员随机均匀分布在房间内,从房间第一个人开始疏散到最后一个人员离开建筑记为疏散时间,每组疏散实验重复测试五次,实验结果取其平均值。

1.2 数值模拟

FDS(Fire Dynamics Simulator)是美国国家标准研究所建筑火灾研究实验室开发的模拟火灾中流体运动的计算流体动力学软件[8]。Evac是芬兰技术研究中心(VTT)开发的基于连续空间模型的人员疏散模拟软件。该软件可作为FDS的子程序,二者集成在一起,从而实现火灾和人员疏散模拟,因此称为FDS+Evac[9,10]。Helbing的社会力模型方法是FDS+Evac人员疏散运动的基础算法。模拟结果可以用FDS软件自带的可视化软件Smoke View进行人员疏散三维动画演示[11]。本文采用计算机数值模拟软件FDS+Evac,建立疏散模型,模拟参数设置与实验条件相同,通过数值模拟结果分析房间开门形式和走廊转角条件对人员疏散规律的影响。

2 实验与数值模拟结果及分析

2.1 房间开门形式对人员疏散规律的影响

2.1.1 实验与数值模拟结果

七种房间开门形式条件下,人员疏散时间实验与数值模拟结果如表2,图4为房间人员密度为0.5人·m-2,E开门条件下实验过程人员疏散示意图,图5为相应条件下数值模拟人员疏散示意图。

2.1.2 结果对比分析

实验结果与数值模拟表明房间开门总宽度一定,且出口出现拥堵条件下,只设置一道门,疏散效率最高。在此条件下人员在出口处的拥堵时间占人员疏散时间的重要部分,而人员步行时间占次要部分。当房间需要设置两道门时,门应尽量设置在房间的两对边墙上,这样疏散效率较高。两道门设置在房间相邻边墙上时最不利于人员疏散。当房间只有一个门,即:情况A与B,A开门形式略优B。从理论上分析,房间中心到A门疏散距离3m小于到B门4.5m的距离,且门的边界影响相似,所以影响疏散时间的因素主要为疏散距离。当房间设有两个门且分布在两对边或同一边墙上时,即:情况C与D和F与G。 C开门形式略优于D,G开门形式略优于F,原因分析同A与B。当门分布在两对边墙上时,即:情况C与D,疏散时间都优于门分布在同一边墙上,即:情况F与G。人员向两个不同方向疏散,在门口处的拥堵程度得到一定分散与缓解,疏散速度相对较快,时间较短。当房间设有两个门且分布两邻边墙上时,即:情况E,人员在靠门的一角拥堵,疏散速度慢,所用疏散时间最长。当房间人员分布和开门总宽度一定时,只开一道门疏散效率最高,更有利于人员疏散。此时,门的数量越多,门的边界作用对人员疏散速度影响越大。实验结果和模拟结果在A、B情况下差别甚微,而在C、D、E、F、G五种情况下数据差别较大,由于实验条件本身的限制,道路三角锥不够高,门的边界作用在实验当中没有很好的体现,疏散人员上身部分超出门的边界,门的疏散效率较计算机数值模拟高。

2.2 走廊转角条件对人员疏散规律的影响

2.2.1 实验与数值模拟结果

(1)折角情况

当走廊转角为折角时,不同转角角度条件下,人员疏散时间实验与数值模拟结果如表3,图6为房间人员密度为1.0人·m-2,折角角度为0°条件下实验过程人员疏散示意图,图7为相应条件下数值模拟人员疏散示意图。

(2)圆角情况

当走廊转角为90°且是圆角时,不同圆角半径条件下,人员疏散时间实验与数值模拟结果如表4,图8为房间人员密度为1.0人·m-2,折角角度为0°条件下实验过程人员疏散示意图,图9为相应条件下数值模拟人员疏散示意图。

2.2.2 结果对比分析

(1)折角情况

实验结果与数值模拟表明走廊转角对人员疏散有一定影响,人员经过转角时,转身改变原有疏散方向,且人流占有的面积会缩小,由此导致人员通过转角时速度下降。同一转角角度,人员密度增大,转角对人流的影响更为明显,当人流经过转角时,为获得更短的疏散距离,人员向道路转角内侧集中,在向内侧移动的过程中,会导致人群的拥堵,人员密度越大,拥堵现象越明显。随着走廊转角角度从0°增加到90°,疏散时间先增长然后缩短最后又增长。

(2)圆角情况

由实验数据可知采用弧形转角有利于改善转角道路的人员流动,弧形转角降低了人员通过折角的拥挤程度。人员密度较小时,圆角半径的大小对人员疏散没有显著作用,但随着人员密度的增加,圆形转角对人员拥堵有一定缓解作用,能缩短一定的人员疏散时间。而圆角半径增大到一定程度,疏散受两边走廊宽度的限制,疏散效果就越发不明显。

在折角试验中,模拟和实验都出现了疏散时间先增大后缩短最后又增大的现象,圆角试验中,通过对比,明显看到圆角对人流疏散的作用,并且在人员密度越大时,效果越明显。从实验和数值模拟数据中可知,数值模拟和实验结果两者的变化趋势趋于一致,如图10、图11。

3 结论

(1)房间开门总宽度一定且出口出现拥堵条件下,只设置一道门,疏散效率最高。当房间需要满足设置两道门时,门应尽量设置在房间的两对边墙上,这样疏散效率较高。两道门设置在房间相邻边墙上时最不利于人员疏散。

(2)走廊转角角度从0°增加到90°,疏散时间先增长然后缩短最后又增长。

(3)同条件下,圆角疏散能力优于折角。圆角半径大小对人员疏散没有显著影响。研究结果为建筑房间开门和走廊设计提供了参考依据。

(4)建议应进一步开展大空间建筑出口宽度不是限制人员疏散时间的主要因素条件下人员疏散规律的研究和当采用圆形转角时,转角角度对人员疏散规律的影响。

摘要：为了研究房间开门形式和走廊转角条件对人员疏散规律的影响,通过一系列实验并采用计算机数值模拟相结合,对比分析了不同开门形式和走廊转角条件下的人员疏散规律。结果表明:房间开门总宽度一定且出口出现拥堵条件下,只设置一道门,疏散效率最高。当房间需要满足设置两道门时,门应尽量设置在房间的两对边墙上,这样疏散效率较高。两道门设置在房间相邻边墙上时最不利于人员疏散。走廊转角角度从0°增加到90°,疏散时间先增长然后缩短最后又增长。同条件下,圆角疏散能力优于折角。圆角半径大小对人员疏散没有显著影响。研究结果为建筑房间开门形式和走廊设计提供了参考依据。

关键词：人员疏散规律,房间开门形式,走廊转角,数值模拟,FDS+Evac

参考文献

[1]任常兴,张欣,张网,等.人员密集场所突发火灾事故应急疏散能力分析[J].中国安全生产科学技术,2010,6(2):39-43REN Chang-xing,ZHANG Xin,ZHANG Wang,et al.Analysis on the emergency evacuation capabilities in fireaccidents of assembly occupancies[J].Journal of SafetyScience and Technology,2010,6(2):39-43

[2]蒋桂梅.建筑物出口条件对人员疏散的影响分析[J].计算机仿真,2010,27(6):212-229JIANG Gui-mei.Influences of building exit conditions onpedestrian evacuation[J].Computer Simulation,2010,27(6):212-229

[3]马骏驰,李杰,周锡元.道路转角对人员疏散的影响与分析[J].防灾减灾工程学报,2007,27(4):377-382MA Jun-chi,LI Jie,ZHOU Xi-yuan.The analysis of cor-ner effect on the occupant evacuation[J].Journal of Dis-aster Prevention and Mitigation Engineering,2007,27(4):377-382

[4]亓延军,陈兵,石龙,等.基于性能化设计的某大型游乐场人员疏散研究[J].中国安全生产科学技术,2010,6(1):83-86QI Yan-jun,CHEN Bing,SHI Long,et al.Study on e-vacuation of large carnie based on performancebased de-sign[J].Journal of Safety Science and Technology,2010,6(1):83-86

[5]黄希发,王科俊,张磊,等.基于个体能力差异的人员疏散微观模型研究[J].中国安全生产科学技术,2009,5(5):72-77HUANG Xi-fa,WANG Ke-jun,ZHANG Lei,et al.Study on a microscopic model of pedestrian evacuationbased on different individual capacity[J].Journal ofSafety Science and Technology,2009,5(5):72-77

[6]阎卫东,陈宝智,钟茂华.建筑物火灾时人员疏散时间模型研究关[J].中国安全生产科学技术,2006,2(2):19-23YAN Wei-dong,CHEN Bao-zhi,ZHONG Mao-hua.Re-search on time model of personnel evacuation in buildingfires[J].Journal of Safety Science and Technology,2006,2(2):19-23

[7]田娟荣,周孝清.地铁出口条件对人员疏散的影响分析[J].广州大学学报(自然科学版),2006,5(1):78-82TIAN Juan-rong,ZHOU Xiao-qing.Influences of exitconditions in subway on pedestrian evacuation[J].Jour-nal of Guangzhou University(Natural Science Edition),2006,5(1):78-82

[8]吴强.基于FDS+Evac模型的火灾中人员疏散研究[D].西安:西安建筑科技大学硕士学位论文,2009.6WU Qiang.Fire dynamics and evacuation modelbasedstudy of the fire evaluation[D].Xian:Xian University ofArchitecture and Technology,2009.6

[9]Korhonen,T,Hstikka,S,Heliovaara,S,Ehtamo,H,Mati-kainen,K.FDS+Evac:Evacuation module for fire dy-namics simulator[A].Proceedings of the 11th Interna-tional Conference on Fire Science and Engineering[C].London,UK:2007:1443-1448

[10]Korhonen T,Hstikka,S,Heliovaara,S,Ehtamo,H.FDS+Evac:Modeling Social Interactions in Fire Evacuation[A].Proceedings of the 7th International Conference onPerformanceBased Codes and Fire Safety Design Methods[C].MD,USA:2008:241-250

篇9：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

关键词：码头扩建工程；一、二维数值模型；壅水高度；流速变化

中图分类号：U657 文献标识码：A 文章编号：1006-7973（2016）04-0036-02

近年来随着码头规模化作业的发展，码头岸线得到充分的利用，长顺岸布置的桩基码头得到广泛应用，珠三角下游以及河口顺岸式桩基大多为开敞式码头，缺少防波堤或天然屏障的防护，直接受风、浪、流的影响，码头所在河道的水动力条件复杂。而在码头扩建工程后，又会影响原码头附近的水流以及河道流场。因此，在码头扩建方案的规划和设计中，研究码头扩建工程对河道水流的影响，确保河道行洪安全具有重大意义。孙东坡等应用平面二维水沙数学模型对码头扩建引起河道形势变化进行的模拟分析。黄东等应用大范围一维网河数学模型和局部工程河段二维潮流数学模型对网河流域修建码头工程对河道行洪纳潮影响进行了数值模拟分析。李彬等应用mike21软件对码头群连体扩建前、后的河道水流流态进行了数值分析。本文基于一、二维水流数值模型模拟珠江三角洲流域某顺岸式码头扩建工程后工程附近河道的壅水高度和流速变化，分析了扩建工程对工程附近局部流场和河道水流的影响。

1.概况

1.1河道概况

码头扩建工程位于倒运海水道河口附近，距狮子洋莲花山东航道约1.3km。倒运海水道属于东江河网的4条主要出海通道之一，北起东江斗朗，流经中堂、望牛墩、洪梅、麻涌、沙田等镇，至麻涌镇角尾村汇入狮子洋，河道全长19km。工程位于河道左岸，下游与三江码头相接，距河口约1.3km。工程所在河宽约380m，河道断面平均水深约为8.3m。

1.2工程设计方案

码头扩建工程按高桩式码头设计，在下游已有的三江码头东北端顺延建设，采用顺岸连片式布置，码头前沿线与三江码头基本平齐，前沿伸出岸线约58m。扩建码头平台长245m，宽18m，码头面高程4.54m。码头平台与用一座钢筋砼引桥连接，引桥长40m，宽9m，引桥轴线与码头平台轴线垂直。利用后方岸线长度约246m。

码头前沿停泊水域宽度取2倍20000DWT化学品船船宽，为36m，其疏浚水深按20000DWT化学品船使用要求设计，设计底标高为-11.60m。回旋水域布置在码头的正前方，平面尺度为171m×285m，其设计底高程与航道设计底高程一致，为一10.66m。

工程所在河道及总平面布置见图1。

2.模型构建及验证

2.1一维模型研究范围

从计算水动力的观点来看，整个西、北、东江下游及其三角洲构成一个较完整的水动力系统，西、北江下游三角洲通过狮子洋与东江三角洲相连。模型将整个珠江三角洲范围纳入计算范围。一维网河水动力数学模型的研究范围为：上边界位于马口、三水、老鸦岗、麒麟咀、博罗、石嘴水文站，下边界至虎门、蕉门、洪奇沥门、横门、磨刀门、鸡啼门、虎跳门及崖门。

2.2二维模型计算范围

二维数学模型的研究范围在一维模型中选取，上边界取自前航道前57断面，倒运海水道倒-16断面，洪屋-9断面，沙湾36断面，南支-72断面，下边界取至狮子洋狮-24断面。

计算网格采用三角形非结构网格，网格大小疏密沿河道河势宽窄变化不等，同时对工程附近的网格进行局部加密，共布设网格8516个，网格步长5m-400m不等。平面二维模型计算范围及网格布置见图2。

2.3模型验证

选取“2001.2”枯水组合的资料对模型进行潮位和流量验证，工程附近彰澎水位站点潮位验证结果见图3，流量验证结果见及图4。由验证结果可知，模型计算代表潮位值与实测值之间的误差均小于0.1m，洪峰流量误差小于20%，计算潮位、流量过程线与实测过程线吻合良好，相位基本一致。珠江网河区糙率分布大致介于0.015-0.036之间，三角洲上游河段糙率较大，口门段较小。模型验证误差符合水利工程计算规范要求，糙率分布合理。

3.计算结果分析

3.1壅水计算

根据数值计算结果，可求得设计水文组合条件下（P=0.5%、1%、2%和5%），码头工程兴建前、后，工程所在河段各断面的现状洪水位及其变化值（工程后一工程前），见表1、表2。

码头工程扩建后，上游附近河段的水位略有上升；码头所在断面则因为受过流面积减小、局部阻力增大的共同影响，表现为水位有所降低、流速有所增大；对于工程下游河段，受上游来流量减小的影响，其洪水位略有降低。且在以洪为主的条件下，工程附近的水位变化较以潮为主明显。P=0.5%时，工程上游水位壅高最大约0.004m，随着断面与码头距离的增加，水位壅高值逐渐减小；码头所在断面水位最大降幅约0.001m。

3.2流场分析

以200年一遇洪水为例，码头扩建工程建前、后流场和流速变化等值线图见图5～图6。

从工程方案实施后前后流场对比图可以看出流态改变的显著区域集中在码头周围，表现为码头上游端出现明显的绕流流态，水流向码头左右两侧偏转，码头附近无明显回流区域。码头附近的流态变化随涨落潮呈现不同的规律，涨潮阶段，码头两侧及上游端部流向均沿水流方向向左偏转，落潮阶段，码头上游端流向沿水流方向向右偏转，码头两侧流向均沿水流方向向左偏转。

根据流速等值线变化情况，流速减小的范围主要在码头上游和码头前沿的停泊水域流速增大的范围主要在码头下游段至三江码头与堤防之间的近岸水域，此外，码头工程断面主槽区至对面河岸的水域范围流速略微增大。

4.结语

篇10：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

来流条件对叶片表面附面层转捩影响的数值模拟研究

通过对二维压气机叶栅叶片表面附面层流态的数值模拟分析,研究了在不同来流马赫数和冲角下,叶片表面层流附面层向紊流附面层的转捩过程,转捩区域的大小等.归纳分析了部分来流条件对转捩过程的影响机制.结果表明:来流马赫数和冲角对转捩起始点和结束点的位置,即转捩所占区域的大小有重要影响.研究工作取得的进展不仅为进一步从机理上深刻认识来流条件对叶片表面附面层流态的`影响机理提供了一定的科学依据,而且对今后指导叶片表面附面层流态模似实验工作的开展具有重要参考价值.

作 者：刘波 王掩刚 高丽敏  作者单位：西北工业大学 刊 名：航空动力学报  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER 年，卷(期)： 14(1) 分类号：V231.3 关键词：叶片   附面层   流场模拟  

篇11：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

大气动力学中“平流输送”是非常重要的宏观动力学过程,云凝结物的平流输送与降水云系的发展演变密切相关,它把宏观动力过程与各种云凝结物粒子的时空演变联系起来,云凝结物的平流输送可以增加或减少局地大气中云凝结物的含量,改变云凝结物的空间分布状况,影响云凝结物的微观物理过程,进而促进或抑制降水云系的发展演变.本文在数值模拟研究中.通过改变云凝结物平流输送的状况来研究宏观动力过程对云微观物理过程的影响,因而利用ARPS模式开展3个分别排除云凝结物水平平流输送、垂直平流输送和三维平流输送的敏感试验,进行关于云凝结物平流输送对降水云系发展演变影响的敏感性数值模拟研究.结果表明,云凝结物的平流输送对水汽比湿的影响很小.云凝结物的三维平流输送有利于增加降水云系中雪和霰的混合比含量,抑制云水、雨水和云冰混合比含量的增长.云凝结物的水平平流输送可以降低降水云系中云水和雨水的混合比含量,增加云冰和雪的混合比含量;云凝结物垂直平流输送的作用是增加降水云系中雨水、雪和霰的混合比含量,减少云与冰混合比含量.云凝结物三维平流输送效应的`分析表明,云凝结物的三维平流输送主要通过调整云凝结物的微物理过程源汇项以及降水粒子(雨水、雪和霰)的下落末速项来改变降水云系中云凝结物的垂直结构;另外,雪的三维平流输送对雪本身的分布也有一定影响.

作 者：齐彦斌 冉令坤 洪延超 QI Yanbin RAN Lingkun HONG Yanchao 作者单位：齐彦斌,QI Yanbin(中国科学院大气物理研究所,北京,100029;中国科学院研究生院,北京,100049;吉林省人工影响天气办公室,长春,130062)

冉令坤,洪延超,RAN Lingkun,HONG Yanchao(中国科学院大气物理研究所,北京,100029)

篇12：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

单元类型和尺寸对裂尖疲劳塑性数值模拟的影响研究

本文采用Jiang-Sehitoglu循环塑性模型和多轴疲劳准则对紧凑拉伸式样裂尖的循环塑性变形、裂纹扩展速率和残余应力进行了有限元数值模拟,着重考察了单元的类型和最小单元尺寸对裂尖循环塑性和裂纹扩展速率的影响.紧凑拉伸试样的.材料为1070钢,数值模拟采用了线性单元(四节点)和二次单元(八节点)两种单元,裂尖附近有限元单元的最小尺寸从0.007mm到0.24mm不等.文中将裂纹扩展速率的预测值与实验值进行了比较,通过对裂纹扩展速率的比较,确定在疲劳塑性分析时对单元类型和尺寸进行合理选取.

作 者：赵丹 冯淼林 吴长春 ZEAO Dan FENG Miao-lin WU Chang-chun  作者单位：上海交通大学,工程力学系,上海,40 刊 名：力学季刊  ISTIC PKU英文刊名：CHINESE QUARTERLY OF MECHANICS 年，卷(期)： 29(3) 分类号：O346 关键词：塑性模型   多轴疲劳准则   裂纹扩展   塑性变形   残余应力  

篇13：火源对标准房间轰燃影响的数值模拟

摘要：以大连某山体公路大跨度隧道为工程背景，基于流固耦合原理，考虑地下水影响下不同开挖方式对隧道开挖的影响，对涌水量、围岩位移、应力以及围岩稳定系数进行了对比分析。结果表明：导洞法开挖引起的拱顶沉降是最小的，而拱底隆起和横向拱腰位移却是最大的，以自编的强度折减法程序计算出来的围岩稳定系数也是最大的，因此，相比于其他3种开挖形式导洞法更适合于富水条件下的大跨度隧道的开挖，为类似工程的设计和施工提供了一定依据。

关键词：流固耦合；开挖方式；涌水量；稳定系数

中图分类号：TV457 文献标识码：A 文章编号：1000-0666（2016）01-0091-05

0 引言

近年来，人类对交通的需求与日俱增，而随着地上空间开发的逐渐受限，人类把目光投向了地下空间，因此地下空间的应用与开发越来越受到世界各国的关注（钱七虎，1998；刘宝深，1999），在城市里，隧道以对周围环境影响少、污染小和结构比较稳定的优点获得人类的青睐，被广泛应用于城市的地下空间开发。

随着国内经济的快速发展，隧道在城市交通建设方面得到广泛的应用。隧道工程建设位置的工程地质和水文地质环境相当复杂，所穿越的地层既有较硬的裂隙岩体，又有软弱的砂质地层等。无论何种地层，地下水都是需要解决的问题。在富水条件下开挖隧道，围岩物理力学参数会受地下水影响而降低，另一方面，隧道的开挖会导致围岩应力场和渗流场重新分布，从而引起孔隙压力的变化，反过来孔隙压力的变化也会导致应力场的变化，两场之间耦合作用会加剧地层变形（薛新华，2008；李地元等，2007；原华等，2008）。在土质较差的地层，两场的耦合作用将会更强，地下水对隧道上覆土层变形的影响较大，此时若不考虑渗流场与应力场的耦合作用，会给计算结果带来一定的误差。

环境因素决定了隧道开挖的手段，因此，需要基于流固耦合原理考虑地下水的影响；不同开挖方式直接决定了施工的难易，也决定了施工过程的安全，因此，对不同开挖方式的研究也十分重要。笔者以大连某山体公路大跨度隧道为背景，模拟对比了4种隧道开挖方法，寻找在富水条件下最适合的开挖方式。

1 流固耦合原理及隧道开挖方法

1.1 流固耦合原理

本次模拟采用FLAC3D软件实现，该软件采用等效连续介质模型将流固耦合机理运用到岩石中，即将岩体视为多孔介质（Itasca Consulting GroupInc，2003），流体在介质中的流动服从Darcy定律，同时满足Biot方程。该软件使用有限差分法进行流固耦合计算，包括以下几个微分方程（陈育明，徐鼎明，2013；关宝树，2003）。

1.1.1 平衡方程

对于小变形情况，流体质点平衡方程为式中，q_i，j为渗流速度（m·s^-1），q_v为被测体积的流体源强度（s^-1），ζ为单位体积孔隙介质的流体体积变化量，t是时间（s）。

而对于饱水孔隙介质，则有式中，M为比奥模量（N·m^-2），p为孔隙水压力（Pa），α为比奥系数，ε为体积应变，T为温度（℃），β为考虑流体和固体颗粒的热膨胀系数（℃）。

1.1.2 渗流运动方程

流体通常用Darcy定律来表示其运动形式。对于均质介质情况，其渗流运动方程为

q_i=-k[-ρ_fx_ig_i]_i. （3）式中，q_i为渗流量（m³·s^-1），k是介质的渗透系数（m·s^-1），pr为流体密度（kg·m^-3），g_i为重力加速度分量（m·s^-2）。

1.1.3 本构方程

流固耦合作用的实质为有效应力原理，即岩土介质有效应力的变化将导致体积应变的发生，从而引起流体孔隙压力的变化，反之，孔隙压力的变化也会导致有效应力的变化。其本构方程的增量基本形式为

△σ_ij+α△pδ_ij=H_ij（σ_ij，△ε_ij）. （4）式中，△σ_ij为有效应力增量，H_ij为介质力学行为相关的函数，△ε_ij为应变增量。

1.1.4 边界条件

渗流计算边界条件有4种：①给定孔隙水压力；②给定边界外法线方向流速分量；③不透水边界；④透水边界。其中透水边界采用如下形式给出：

q_n=h（p-p_e）. （5）式中，q_n为边界外法线方向流速分量（m·s^-1），h为渗透系数（m³·（N·s^-1）），p_e为渗流出口处的孔隙水压力（Pa）。

1.2 隧道开挖方法

沉管法、矿山法和盾构法为开挖隧道的主要施工方法，其中矿山法是一种传统的施工方法，在地下工程发展史上一直占有重要的地位。矿山法指在修建隧道和开挖地下坑道时使用同一种作业方式的施工方法（董宁，辜文凯，2012），其基本原理是：隧道周围的岩体会在隧道开挖后因受爆破的影响而破裂处于松弛状态，因此随时都有可能坍落。基于这种松弛荷载理论依据，其施工方法是按分部顺序采取分割式一块一块地开挖，要求边挖边撑以求安全。随着喷锚支护的出现，进而发展成新奥法。以下只对矿山法的3种开挖方法做简要阐述。

（1）台阶法

台阶开挖法将结构断面分成两个以上部分分步开挖。根据地层条件和机械配套情况，台阶法又可分为正台阶法和中隔壁台阶法。台阶开挖法适合于土质较好的隧道施工，软弱围岩、第四纪沉积地层隧道。

（2）单侧壁导坑法

单侧壁导坑法是将断面横向分成3块或4块，侧壁导坑尺寸应充分利用台阶的支撑作用，并考虑机械设备和施工条件。单侧壁导坑法适用于断面跨度大、地表沉陷难以控制的软弱松散围岩处隧道施工。

（3）双侧壁导坑法

双侧壁导坑法一般是将断面分成4块：左侧壁导坑、右侧壁导坑、上部核心土、下台阶。左侧壁导坑、右侧壁导坑错开的距离，应以开挖一侧导坑所引起的围岩应力重分布的影响不致波及另一侧已成导坑为原则。适用于隧道跨度较大、地表沉陷要求严格、围岩条件特别差、单侧壁导坑法难以控制围岩变形时的地层条件。

2 工程实例

2.1 工程概况

大连市的气候属温带季风气候，并具有海洋影响的特点。冬季气温较低、降水少；夏季气温较高、降雨较多且集中。本文以大连某山体隧道工程为研究对象，该工程入口处为分离式双洞，单向三车道，隧道主要包括两车道部分、变宽段部分和三车道部分。拟建隧道埋深2.23～164.00m，山体水位线较高，属于富水条件下开挖。隧道洞身拟采用复合式衬砌混凝土结构。

2.2 模型建立

根据实际工程的地质勘查资料，得出三车道公路隧道在总体上属于Ⅳ级围岩。其物理力学参数为：重度γ=23kN·m^-3，粘聚力C=0.3MPa，内摩擦角φ=32°，弹性模量E=4GPa，泊松比μ=0.333。拱顶埋深D=105m，隧道高H=11.3m，跨度B=16.2m。为减少数值模型中边界约束条件对计算结果的影响，确保计算结果精度，同时尽量提高计算效率，流固耦合计算时，隧道轴线方向取单步开挖步长为2m，计算域在水平方向由隧道轴线向两侧各取60m，在竖直方向由隧道轴线向上、下两侧各取60m。整体模型尺寸为120m×120m×10m，采用摩尔一库仑屈服准则，由于地下水非常丰富，因此水位线取到模型顶端。隧道轴心处孔隙水压力为固定值，两侧及底部边界为不透水边界，不考虑隧道初支的止水作用，在隧道开挖面设置零压力水头边界。模型顶端自由，底部施加三方向位移约束，两侧及沿隧道轴线方向边界水平位移约束，初始应力主要考虑岩层的自重应力。同时为了比较不同开挖方法下同一断面围岩的力学特征变化，分别采用三台阶预留核心土法、导洞法、单侧壁导坑法和双侧壁导坑法建立数值模拟研究，如图1所示，模型中，围岩采用实体单元，锚杆采用了Cable单元进行模拟，其中钢拱架的作用用等效的方法予以考虑。

3 4种开挖方式的对比

开挖方式的不同必定会对隧道围岩的位移、应力以及稳定性产生影响，以下对4种开挖方式的具体影响进行分析。

3.1 涌水量分析

涌水及地下水超量排放引起的环境问题是隧道及地下工程施工常见的灾害之一，隧道涌水是隧道设计和施工所面临的挑战之一（高虎军，2012）。笔者给出单侧壁导坑法、导洞法、双侧壁导坑法及台阶法4种开挖方式的涌水量（表示隧道每天每延米涌水量，单位m³/d/m），分别为13.25、14.56、14.07及12.74。由此可以看出：导洞法的涌水量最大，台阶法最小，由涌水量数据可以反映出，在支护结构都一样的前提下，导洞法这种开挖方法本身的防水效果较差，台阶法最好。

3.2 位移场分析

将4种开挖方式开挖完成后引起的隧道围岩位移的大小进行总结，如表1所示，图2只给出导洞法的竖向和横向位移云图。由图2a可以看出：竖向位移在拱顶和拱底处达到最大，由图2b可以看出：水平位移在拱肩上部和拱脚下端以及拱腰处达到最大。

由表1可得出：4种开挖方式中台阶法的竖向拱顶位移最大，为1.90cm，导洞法的竖向拱顶位移最小，为1.66cm，而拱底位移则相反，导洞法拱底位移最大，为1.55cm，台阶法拱底位移最小，为1.25cm，由竖向位移可以得知，断面开挖分块较多的开挖方法比较稳定，引起的拱顶沉降比较小。由涌水量数据可以得出：导洞法涌水量最大，台阶法最小，这是由于地下水的渗流引起了周围岩土体的变动，加剧了拱底的隆起，因此导洞法拱底位移最大，台阶法最小，所以说拱底是富水条件下开挖隧道的一个薄弱环节（路平，2012）。对于拱腰横向位移，4种开挖方式中导洞法的拱腰横向位移最大，为0.45cm，台阶法的最小，为0.37cm，这同样是因为地下水的渗流效果引起了岩土体的变动。

3.3 应力场分析

笔者只给出导洞法的竖向和横向应力云图，如图3所示，其余开挖方式的应力云图图形都相差不大，只是应力大小上的改变。从图3中可以看出：隧道开挖后，洞口出现应力集中现象。4种开挖方式的应力值列于表2。

由表2可以得出：4种开挖方式产生的应力都集中于隧洞洞口附近（徐孟林，2014），台阶法的应力相比于其他3种开挖方式是最大的，而导洞法开挖周围围岩应力是最小的，这是因为台阶法工艺的自身防水性能在4种开挖方式中是最好的，而导洞法最差，涌水量过多，导致围岩内部的孔隙水压力减少，从而导致了隧洞洞口周围应力的减少。

3.4 稳定性分析

FLAC3D软件自带自动搜索安全系数的命令solve fos，而此命令仅适用于Mohr-Coulomb模型。通过对围岩的粘聚力C和内摩擦角φ进行不断折减，直到围岩处于临界破坏状态，从而确定安全系数（Ugai，1989），这种方法的实质就是强度折减法，此程序是利用内插逼近的方法确定安全系数。

由该方法计算出来的单侧壁导坑法、双侧壁导坑法、导洞法及台阶法4种开挖方式的强度折减系数分别是1.615、1.653、1.699及1.496。从安全系数可以看出：导洞法和双侧壁导坑法相对于另外两种开挖方式围岩的稳定性更加稳定，而导洞法要比双侧壁导坑法略好一点。因此通过围岩安全系数的对比可知：导洞法更加适合大跨度富水条件隧道的开挖。

通过对比4种开挖方法，可知导洞法相比于其他3种开挖方法，更适合于这种大跨度的隧道开挖，虽然其本身的防水性能不是很好，但可以通过后续施工去弥补，因此在富水条件下的大跨度隧道开挖，导洞法更适合。

4 结论

基于流固耦合理论，考虑地下水影响下4种开挖方式对隧道开挖的影响，从而得出：4种开挖方式中台阶法自身防水性能最好，其次依次是单侧壁，双侧壁导坑法和导洞法；对于位移，导洞法开挖引起的拱顶沉降是最小的，而拱底隆起和横向拱腰位移却是最大的，而台阶法则是相反；对于应力，导洞法开挖围岩周围的竖向、水平应力和大主应力都是最小的，台阶法则最大。