当前，中国城市轨道交通已进入高速发展时期，地铁线路和客流量不断增加^[1]。地铁在带给人们出行方便的同时，随之而来的是地铁火灾时有发生^[2]。据统计，地铁火灾事故超过地铁事故总数的40%^[3]。地铁车厢属于狭长封闭空间，一旦发生火灾，容易造成重大财产损失和人员伤亡。例如，2003年2月18日，韩国大邱地铁车厢人为纵火引发的火灾共造成192人死亡、148人受伤，直接经济损失高达5亿美元^[4]。

针对地铁车厢火灾事故，许多学者开展了深入研究，主要集中在地铁车厢外部燃烧的烟气蔓延规律、地铁车厢顶棚温度场分布、车门启闭状态影响、通风排烟模式等。Meng等^[4]在考虑不同屏蔽门类型的情况下，开展了停靠在站台隧道的列车火灾烟气温度的实验研究。姜学鹏^[5]等使用火灾动力学模拟软件(fire dynamics simulator，FDS)研究了不同车门启闭状态下的地铁车厢火灾燃烧特性，发现车门开启数量会影响车厢火灾热释放速率。史聪灵等^[6]进行了地铁车厢实体燃烧实验，发现车窗破碎对车厢火灾的发展有较大影响，并且分析了车厢燃烧产生的CO以及车厢内部温度分布。覃道枞等^[7]研究了机械排烟情况下车厢火灾内部烟气运动规律，发现火源附近窗户开启可以有效排烟，在火灾发生初期机械排烟的效果最好。姚勇征等^[8]研究了地铁车厢火灾时顶棚最高温升，建立了相应的顶棚最高温升模型。李娜等^[9]研究了外界风场对车厢火灾发展的影响，发现外界风会促进火势的发展，不利于火灾下游人员的疏散。丁厚成等^[10]研究了地铁车厢烟气流动规律，发现车门启闭状态对车厢内部烟气蔓延有较大影响。彭敏^[11]建立了缩尺寸地铁车厢模型，考虑了火源位置、车门启闭状态等因素，研究了地铁车厢火灾时车厢内部温度场分布，建立了车厢顶棚最大温升模型和纵向温度衰减模型。席亚军等^[12]建立了地铁车厢数值模型，对地铁车厢火灾蔓延规律及人员疏散安全性进行了研究。徐志胜等^[13]使用数值模拟方法研究了市域快线列车内不同火灾位置对隧道内温度场分布的影响，分析了隧道顶棚最高烟气温升出现的区域，发现相比于设备火灾常见位置，行李火灾常见位置的火灾场景更不利于人员的疏散。周丹等^[14]研究了隧道半径对地铁列车火灾烟气蔓延的影响，发现对于曲线隧道，活塞风对烟气蔓延的影响较大，并且随着隧道曲线半径的增大，烟气温度和二氧化碳浓度峰值减小。李冬等^[15]建立了地铁列车火灾数值模型，对B型地铁列车火灾的安全疏散性能进行了分析，其结果表明B型地铁列车具有良好的安全疏散性能。

综上，目前对地铁车厢火灾的研究提高了人们对地铁车厢火灾的认识，但主要集中于自然通风条件下的车厢火灾。然而，一般情况下，地铁车厢顶部会有送风口往车厢内部提供新鲜空气。在火灾初期，车厢送风系统可能仍在运行，对火灾的发展以及车厢内部温度场可能会产生较大影响。掌握送风环境下车厢内烟气蔓延和温度分布规律，可以有效地指导车厢内部火灾探测器的布置，进而在车厢发生火灾后更有效地探测到火灾，有助于人员疏散和灭火救援。鉴于此，本文对考虑顶部空调送风的地铁车厢火灾温度场进行研究，首先对无火源情况下的车厢内部风速分布情况进行分析，之后对比分析有无送风以及不同火源位置对车厢内部温度场分布的影响，以期为地铁车厢火灾的预防和救援提供参考。

建立数值模型过程中参考的实际地铁车厢类型为B型，目前该类型的地铁车厢应用广泛。对车厢的具体布置进行适当简化，建立如图 1所示的地铁车厢模型。建立的车厢模型主要包括客室、内部座椅和顶部送风系统3个部分。车厢顶部共有4组送风系统，如图 1a和1c所示。车厢客室尺寸为21.82 m长、2.92 m宽、1.86 m高。在车厢内部对称设置两列座椅，座椅的具体尺寸如图 1b所示。图 1c、1d、1e分别展示了车厢顶部送风系统整体图、一组送风系统的侧视图以及车厢顶部送风口分布图。新鲜空气在送风系统内同时进入送风风道和过渡风道，送风风道和过渡风道之间通过孔洞连接，新鲜空气随后通过过渡风道进入下部的静压箱，最后通过布置在静压箱下面的送风口进入车厢中。车厢整体的送风系统根据实际地铁车厢进行简化设置。对于本研究而言，送风口的布置情况尤为重要。车厢顶部包含两列送风口，沿纵向均匀布置。送风口沿车厢纵向方向的长边为0.15 m，而沿车厢横向方向的短边为0.13 m，送风口之间的布置间隔为0.1 m，相邻送风系统最近送风口间隔为0.47 m。送风口的布置具体位置如图 1e所示。

图 1 地铁车厢数值模型

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对建立的车厢模型采用四面体网格进行划分，通过网格敏感性分析之后确定的车厢内的全局最大网格尺寸为0.1 m，并且对车厢顶部送风系统部分网格进行局部加密以提高计算精度。网格总数量为967万个，网格质量可以较好地满足Fluent的计算要求。

设置车门和车窗均关闭，车厢两端设置为“pressure-outlet”边界以模拟与相邻车厢相通的情况。设置地铁车厢空调总送风量为10 000 m³/h^[16]，将车厢模型顶部送风系统的新风入口设置为“velocity-inlet”边界以模拟空调送风。根据新风入口的送风量和送风面积计算得到风速入口速度为15 m/s。该风速不是指车厢内顶部送风口的风速，而是空调送风系统的进风风速。车厢顶棚和侧壁设置为“wall”边界，壁面换热系数设为25 W/(m²·K)。火源使用体积热源模型，火源尺寸为0.5 m×0.5 m，火源高度根据火源功率计算得到。湍流模型使用“Realizable k-epsilon”模型，计算方法使用SIMPLE算法，设置为瞬态计算，时间步长为1 s。

考虑5种火源功率：0.1、0.3、0.5、0.7和0.9 MW^[5]。2种火源位置：火源位于车厢中心线(X= 0 m, Y=0 m)和火源位于车厢顶部送风口正下方(X=0 m, Y=0.5 m)。火源的具体布置位置如图 1f所示，同时设置无火源工况作为对照组。模拟工况情况见表 1，各工况下车门状态均为关闭。

图 2给出了无火源工况下车厢内不同特征截面的X、Y、Z 3个方向风速分布云图。对比图 2a和2b可以看出，车厢送风口所在截面(Y=0.5 m)的风速明显大于车厢中心截面(Y=0 m)。这是由于车厢送风口布置在车厢两侧顶棚上方，距车厢中心截面有一定距离，新鲜空气通过送风口进入车厢，因此送风口所在截面的气流速度是最大的。根据图 2c和2d可以看出，靠近车厢顶部送风口的截面(Z=2 m)的风速分布呈现出较为明显的与送风口位置相关的特征，即送风口下方区域的风速明显大于其他位置，而在距车厢顶部送风口有一定距离时(Z=1 m)，车厢内风速分布相对均匀。由图 2e和2f可知，风流从送风口进入车厢之后速度向下，但是在撞击车厢内座椅和车厢底面之后会沿车厢侧壁形成向上的风流，进而导致车厢内会形成气流涡旋。截面X=0 m和截面X=4 m处涡旋形成的位置不同，这是由于X=0 m所在截面有座椅，涡旋是由送风气流与座椅碰撞产生的，而X=4 m所在截面的涡旋是由气流碰撞车厢底面产生的。

图 2 特征截面风速分布云图

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图 3给出了车厢内部不同特征线上的风速大小。可以看出，车厢内部风速大小沿纵向基本均匀分布，且基本不超过1 m/s。在车厢顶部截面(Z=2 m)，送风口下方的风速明显大于车厢中心线的风速，而在Z=1 m截面处，送风口下方的风速与车厢中心线的风速相差不大，基本维持在0.2~0.4 m/s。

图 3 车厢内不同纵向特征线上的风速分布

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综上，可以看出，无火源时车厢内会形成气流涡旋，涡旋的产生位置与车厢内座椅有关。车厢内风速分布呈现出较为明显的与送风口位置相关的特征。送风口下方风速最大，其他区域风速较小，整个车厢内部的风速基本不超过1 m/s。

图 4以火源功率为0.5 MW为例，展示了不同火灾场景下的车厢内火羽流形态。可以看出，车厢内有无送风对火羽流形态影响不大，即使在火源位于送风口正下方的情况，火焰形态也未发生明显改变。这是由于火源附近的温度很高，热浮力较大，送风口下方风速虽然是整个车厢内部最大的，但根据图 3可知，风速在1 m/s左右，与火羽流上升速度相比较小。对比图 4中不同火灾场景下的烟气流线可以看出，送风口的送风对顶棚的烟气流动并未产生较大的影响，这说明此时烟气的热浮力大于通风的惯性力，烟气的扩散主要由热浮力主导，但送风情况下的烟气层厚度要比自然通风时稍高。同时，在3种火灾场景下，车厢侧壁都形成了反浮力壁面羽流，这是由于火羽流撞击车厢顶棚，在顶棚的限制下会有一个沿侧壁向下的初始速度，同时受到向上的热浮力，形成反浮力壁面羽流。当羽流向下的速度减小为0 m/s后，羽流在浮力的作用下又向上运动，因此在壁面处形成涡旋结构。

图 4 不同火灾场景的火羽流形态

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彭敏^[11]在缩尺比例为1∶5的地铁车厢内进行了一系列自然通风火灾实验。该研究使用的缩尺寸车厢模型按缩放比例转换为全尺寸数据后，对应的车厢尺寸为长10 m、宽2.75 m、高2.1 m，火源功率分别为0.11、0.28、0.55、1.08和1.95 MW。彭敏^[11]的研究中使用的全尺寸车厢模型的宽度和高度与本文建立的数值模型非常接近，而车厢长度对火源附近顶棚烟气温度的影响很小。该实验开始时所使用的火源功率与本文设置的火源功率也非常接近。因此，将本文模拟获得的结果与彭敏的实验数据^[11]进行比较。彭敏^[11]通过理论分析和实验数据拟合建立了自然通风时车厢顶棚最大温升模型，如式(1)所示。

其中：$ \dot{Q}$为火源功率，kW；H_ef为车厢有效高度，m；ΔT_max为车厢顶棚最大温升，K；T₀为环境温度，K。

图 5a给出了不同火灾场景下的车厢顶棚最大温升，并将彭敏^[11]的实验数据放入图中进行对比分析。可以看到，自然通风模拟工况下的顶棚最大温升与彭敏^[11]通过实验测得的数据相差不大，这在一定程度上可以证明本模拟研究的有效性。同时，车厢内顶棚最大温升随火源功率的增大而增大，在本研究设置工况下，车厢内有无送风对车厢顶棚最大温升影响不大。这主要是由于火源附近的温度很高，热浮力较大，送风口的送风风速较小，对火羽流影响较小。图 5b给出了车厢顶棚最大温升与火源功率的关系。可以看到，本研究的3种火灾场景下得到的顶棚最大温升都很好地符合式(1)的预测值。这主要是由于车厢顶棚送风口下方风速较小，对火源正上方的顶棚最大温升影响较小，因此彭敏^[11]建立的自然通风下的顶棚最大温升预测模型也可用于车厢送风环境下火灾的顶棚最大温升预测。

图 5 车厢顶棚最高温升

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图 6给出了车厢内部纵截面温度分布云图。由图 6a可以看到，自然通风时烟气撞击车厢顶棚之后沿顶棚往车厢两侧蔓延，由于受到热浮力的作用会形成稳定的热烟气层，车厢内分为上层热烟气和下层冷空气。随着火源功率的增大，车厢顶棚烟气温度越来越高。火源附近为高温区域，且火源附近温度沿纵向衰减较快。对比图 6b、6c和图 6a可以看出，车厢送风时，内部烟气仍能产生稳定分层，但烟气层的沉降高度会大于自然通风时。这是由于在送风环境下，烟气沿车厢顶部蔓延的过程中受到送风口通入冷空气的作用，烟气的温度降低，导致烟气的热浮力下降。由于下降到车厢底部的烟气较少，因此由顶部送风与车顶内座椅和车厢地面碰撞而产生的涡旋对烟气的影响较小。

图 6 车厢内纵截面(火源所在截面)温度分布云图

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图 7以火源功率为0.5 MW为例，展示了不同火灾场景下，送风口下方Z=2 m特征截面的温度分布云图。由图 7a可以看出，车厢送风时顶棚烟气温度与送风口位置呈现出较强的相关性，每个送风口下方存在低温区域，并且车厢两端的顶棚烟气温度明显低于自然通风时。

图 7 送风口下方截面(Z=2 m)温度分布云图(火源功率为0.5 MW)

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图 8给出了不同火灾场景下车厢顶棚烟气纵向温度分布, 其中自然通风和送风(火源位于车厢中心线)工况取车厢顶棚中心线纵向温度数据，送风(火源位于送风口下方)工况的数据取车厢顶棚送风口下方的纵向温度数据。由图 8a和8b可以看出，有送风时的车厢两端温度低于自然通风时。由图 8c可知，车厢顶棚送风口下方烟气纵向温度分布不均匀，由于送风口存在一定的布置间隔，送风口所在位置的烟气温度较低，而2个送风口之间的烟气温度较高，因此烟气温度沿纵向忽高忽低，呈现出“波浪式”分布。

图 8 车厢内顶棚烟气纵向温度分布

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图 9给出了自然通风和送风(火源位于车厢中心线)时车厢顶棚无量纲烟气温度随距离的变化。可以看出，随着火源功率增大，烟气温度衰减速率略微减小。这是由于火源功率越大，烟气层的厚度和流速越大，进而烟气的质量流量也越大，因此烟气的热容越大，导致烟气温度衰减变慢。此外，对比自然通风和送风时的无量纲烟气温度衰减可以看出，自然通风时烟气无量纲衰减呈现出较为明显的区域分布特征，即距离火源较近的区域温度衰减比距离火源较远区域快。送风时烟气无量纲衰减在整个烟气蔓延区域内基本保持一致。目前许多学者研究了狭长空间火灾时顶棚烟气纵向温度衰减规律，发现烟气温度呈指数规律衰减，并建立了相应的指数衰减模型。其中，雷鹏等^[17]建立了隧道内顶棚烟气温度衰减的双指数模型，如式(2)所示。地铁车厢可以看作一条长度很短的隧道，因此本文使用式(2)对车厢顶棚温度进行拟合，如图 9所示。可以看到，无论自然通风还是送风工况下的拟合效果都很好。因此，有无送风情况下车厢火灾顶棚烟气温度均呈指数衰减。

图 9 车厢内顶棚烟气纵向温度衰减规律

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式中：ΔT为顶棚烟气温升，K；H_ef为车厢有效高度，m；ΔT_max为车厢顶棚最大烟气温升，K；x为距火源中心距离，m。

1) 车厢送风时内部会形成气流涡旋，涡旋的产生位置与车厢内座椅有关。车厢内风速分布呈现出较为明显的与送风口位置相关的特征。送风口下方风速最大，其他区域风速较小，整个车厢内部的风速基本不超过1 m/s。

2) 车厢内顶棚最大温升随火源功率的增大而增大，车厢内有无送风对车厢顶棚最大温升影响不大。这主要是由于火源附近的温度很高，热浮力较大，而送风口的送风较小，对火羽流影响较小。同时，自然通风下的顶棚最大温升预测模型$\Delta T_{\max } /T_0=0.296 \dot{Q}^{2 / 5} / H_{\mathrm{ef}}$也可用于车厢送风环境下火灾的顶棚最大温升预测。

3) 车厢送风时，内部烟气能产生稳定分层，但烟气层的沉降高度明显大于自然通风时。送风时车厢顶棚烟气温度与送风口位置呈现出较强的相关性，每个送风口下方存在低温区域，并且车厢两端的顶棚烟气温度明显低于自然通风时。同时，有无送风情况下车厢火灾顶棚烟气温度均呈指数衰减。