長大隧道排風口火災煙氣衰減速率分析

徐琳，常健，王震

（1.山東建筑大學 熱能工程學院，山東 濟南250101；2.山東建筑大學 可再生能源建筑利用技術省部共建教育部重點實驗室，山東濟南250101；3.山東建筑大學 山東省可再生能源建筑應用技術重點實驗室，山東 濟南250101；4.濰坊市建筑設計研究院有限責任公司，山東濰坊261000）

0 引言

公路隧道內部空間狹長封閉，發生火災時，往往由于缺乏足夠的空氣而造成不完全燃燒，產生的煙氣濃度大、溫度高，不利于人員逃生和消防救災。為了合理控制煙氣的擴散，盡快將煙氣排出，集中排煙模式廣泛應用于公路隧道通風設計，如圖1（a）所示，在射流風機和排煙風機的綜合作用下，維持煙氣高度方向上合理的溫度分層，并將煙氣迅速排出行車空間，為人員逃生創造條件。徐琳曾采用實驗、數值模擬結合的方法，分析了煙氣溫度縱向分布、煙氣沉降影響因素及縱向風速的衰減規律［1－4］。針對縱向通風隧道，李穎臻等搭建模型試驗臺，實測頂板下方煙氣最大溫升，分析煙氣溫度縱向衰減規律［5－6］。胡隆華利用FDS模擬分析CO濃度的縱向分布規律［7］。吳小華通過數值模擬，研究不同風閥開啟條件下集中排煙隧道煙氣蔓延規律［8］。已有研究成果多針對縱向通風隧道，該研究成果是否仍適用于集中排煙隧道值得討論，且火源位置對煙氣溫度、濃度衰減的影響在前人研究中也甚少涉及。文章結合某長大隧道集中排煙系統設計，針對50 MW火災，考慮兩種不同火源位置，借助CFD模擬，研究不同縱向風速、排煙組合工況，排風口位置煙氣溫度、濃度水平、垂直衰減及相應速率關系，為隧道排煙設計提供參考。

1 研究工況分析

1.1 隧道概況

如圖1（a）所示，拱形隧道分成上部排煙道、下部行車通道兩層空間，一旦發生火災，就近開啟火源周圍的大尺度排風口，將煙氣迅速排出行車空間，取其中300 m長水平通風段為研究對象，3個風口（1＃、2＃、3＃）沿隧道縱向非對稱布置在火源兩側，位置及尺寸，如圖1所示。

1.2 火源參數

模擬考慮50 MW火災（相當于油罐車火災），火源尺寸 4 m×6 m，距計算區域進口 150 m［9－10］。以甲烷為燃料，甲烷／空氣質量比為1／7.76。考慮隧道橫斷面上火源居中（火源A）、靠壁位置（火源B）兩種情況。

圖1 某長大公路隧道通風系統圖／m

1.3 送風及排煙工況確定

在射流風機送風、煙道排煙耦合作用下，火源下游側峒口將自然補風。為了便于分析，定義其為誘導風速v2。考慮到火源上下游非對稱煙氣控制策略，射流風機上游送風速度v1大于誘導風速v2。v1取 0.5、1、1.5、2和 2.5 m／s，v2取 0.5、0.75、1、1.25和1.5 m／s等風速組合共38種模擬工況。

2 控制方程的建立及邊界條件的確定

2.1 控制方程的建立

模擬計算考慮甲烷兩步燃燒反應由式（1）表示為

模擬過程還涉及紊流、傳熱影響，本文采用浮力修正κ－ε模型，在κ方程中引入浮力源項Gb反應浮力造成的湍流削弱效應，同時在ε方程中增大ε產生項，進一步突出浮力作用［11－12］。鑒于計算對象尺度范圍較大，輻射模型采用相對簡單的DTRM模型，通過跟蹤射線數目和調整網格疏密程度提高計算精度。控制方程組由式（2）表示，模型基本參數見表 1［13－14］。

式中：φ為待求通用物理量；V為速度矢量；Гφ、Sφ為對應變量的輸運系數及源項，數學表述見表1。

表1 控制方程組通用變量

表1中，Gk、Gb分別為剪切應力產生項、浮力產生項，控制方程中常數取值見表2。此外，數值求解過程中還需附加狀態方程。

表2 控制方程組中常數取值

2.2 邊界條件的確定

模擬考慮外界環境溫度To＝303 K，壁面采用Launder和Spalding推薦標準壁面函數，不計與外界換熱［15］。隧道入口考慮速度邊界，煙道出口考慮流量邊界，火源考慮質量入口邊界。

2.3 計算模型網格劃分

計算區域采用非均勻網格劃分，近火源溫度梯度變化大的區域布置密集網格，遠離火源溫度梯度變化小的區域布置稀疏網格，首次網格劃分后依次增加x、y、z軸網格數目50%，在保證火源位置、上游送風、排煙量相同的情況下，觀察頂板下方最高溫度、濃度變化。當兩者相差很小時，網格劃分結束，網格數目為1138254個。

3 頂板下方最高煙氣溫升與濃度

如圖2、3所示，頂板下方煙氣最高溫升及濃度發展規律類似。同一火源位置，v2不變，隨v1增大，來流對火源熱煙羽擠壓不斷增強，兩者摻混劇烈，加速煙氣垂直沉降，造成頂板下方煙氣溫升、濃度下降。v1不變，隨v2增大，熱煙羽橫向偏移減弱，更好地維持煙氣自然沉降，表現為煙氣溫升、濃度增大。兩者相比，v1的影響更為顯著。此外，由于壁面遮擋，熱量難以擴散，造成火源B其煙氣溫升、濃度數值均高于火源A，且隨v1增大，兩者之差呈減小趨勢。

圖2 不同火源位置頂板下方最高煙氣溫升圖

圖3 不同火源位置頂板下方最高煙氣濃度圖

引入無量綱參數，回歸得到無量綱溫升、濃度隨風速準則關聯式（3）為（見表3）

式中：T0為環境溫度，K；C0為CO2濃度，取300 ppm。vi為風速，m／s，i＝1、2，分別為送風速度、誘導風速；H為隧道高度，m；g為重力加速度，m／s2。

表3 不同火源位置隨無量綱準則關系式

表3 不同火源位置隨無量綱準則關系式

火源位置 計算式 R2風速范圍A ΔT*max＝4.68－11.42v*1 ＋4.2v*2 ＋10.82v*21 －5.7v*1 v*2 ＋4.29v*2 0.99 0.06＜v*1 ＜0.31，0.06＜v*2 ＜0.19 ΔC*max＝537.5－1789v*1 ＋509v*2 ＋2313v*21 －1416v*1 v*2 ＋1189v*2 0.98 0.06＜v*1 ＜0.31，0.06＜v*2 ＜0.19 B ΔT*max ＝5.06－10.81v*1 －0.51v*2 ＋5.67v*21 ＋3.03v*1 v*2 ＋14.78v*2 1 0.06＜v*1 ＜0.31，0.006＜v*2 ＜0.19 ΔC*max＝552－1560v*1 ＋208.5v*2 ＋1733v*21 －1875v*1 v*2 ＋2826v*2 0.98 0.06＜v*1 ＜0.31，0.06＜v*2 ＜0.19

4 風口位置煙氣溫升、濃度衰減幅度

4.1 煙氣水平衰減系數

定義風口煙氣溫升、濃度水平衰減系數，由式（4）表示為

式中：ΔTvent，u為進風口位置頂板下方最高煙氣溫度，K；Cvent，u為進風口位置頂板下方最高濃度，ppm，i＝1、2、3。

如圖4、5所示，各風口溫升、濃度水平衰減規律類似。對于火源A，v2不變，隨v1增大，1＃風口煙氣溫升、濃度水平衰減加快。當v1＝2.5 m／s時，1＃風口煙氣狀態與上游送風狀態一致。相比較而言，v2對1＃風口影響忽略不計。而對于火源B，情況則不同，隨v2增大，1＃風口衰減系數呈增大趨勢，且其數值遠大于相似工況火源A，這與壁面遮擋是密切相關的。

2＃風口情況與1＃風口情況有較大差別。如圖4、5所示，v1對煙氣水平衰減影響已趨緩，v2影響則較明顯。衰減系數隨v2增大呈減小趨勢。此外，火源B其衰減系數遠大于火源A數值。

與2＃風口相比，3＃風口由于臨近下游峒口，衰減系數受v2影響明顯加強。但火源B衰減系數仍高于火源A數值。

4.2 煙氣垂直衰減系數

定義風口煙氣溫度、濃度垂直衰減系數由式（5）計算為

式中：ΔTventi，l為進風口位置地面上方0.3 m最高煙氣溫度，K；、Cventi，l為進風口位置地面上方 0.3 m最高濃度，ppm。

圖4 不同火源位置風口處煙氣溫升水平衰減系數圖

圖5 不同火源位置風口處煙氣濃度水平衰減系數圖

圖6 不同火源位置風口處煙氣溫升垂直衰減系數圖

圖7 不同火源位置風口處煙氣濃度垂直衰減系數圖

1＃風口位于火源上游區域，煙氣溫度、濃度垂直衰減受v1影響較大，v2影響較小，如圖6、7所示。隨著v1增大，衰減系數迅速增大至1，說明地面基本為來流送風控制。而火源A，其溫度衰減系數高點接近 0.9，隨著 v1增大至 2.5 m／s，衰減系數進一步下降，表明煙氣擴散至地面附近。與之相較，v1對2＃、3＃風口的影響逐漸減弱，而v2對2＃、3＃風口的影響則不斷增強，如圖6、7所示，其衰減系數隨v2增大呈增大趨勢。且火源B衰減系數總體高于火源A數值，3＃風口兩者差值隨v2增大呈減小趨勢。

5 風口位置煙氣溫度與濃度衰減關系

如圖8所示，3個風口處煙氣溫升水平衰減系數均大于煙氣濃度衰減數值。煙氣溫升垂直衰減系數小于煙氣濃度衰減數值，如圖9所示。而火源位置對兩者相對關系基本無影響。

圖9 風口處溫升、濃度垂直衰減系數相對關系圖

6 結論

結合某集中排煙隧道設計，考慮50 MW大尺度火災（居中、近壁兩種火源位置）。針對不同上游送風速度v1，誘導風速v2組合工況，借助FLUENT軟件，研究排風口位置煙氣溫度、濃度水平衰減、垂直衰減規律，其結果表明：

（1）近壁火源頂板下方煙氣最高溫度、濃度均高于居中火源數值，兩者之差隨v1增大呈減小趨勢；

（2）風口位置煙氣溫度、濃度衰減規律類似，近壁火源數值明顯高于居中火源情況；

（3）1＃風口水平衰減系數隨v1增大而減小，垂直衰減系數呈相反規律，兩者受v2影響均較小；

（4）v1對2＃、3＃風口影響逐漸減弱，而 v2影響不斷增強。隨v2增大，水平衰減系數呈下降趨勢，垂直衰減系數呈上升趨勢；

（5）3個風口溫升水平衰減系數大于濃度數值，溫升垂直衰減系數小于濃度數值，與火源位置無關。

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