縱向風作用下隧道火災煙氣分岔流動試驗研究

鐘　委，端木維可，李華琳，梁天水

(1.鄭州大學 化工與能源學院，河南 鄭州　450001；2.中國建筑科學研究院 建筑安全與環境國家重點實驗室，北京　100013)

若地鐵隧道內發生火災事故，將造成大量的財產損失甚至人員傷亡[1-5]。統計結果表明，火災中超過85%的人員傷亡都是由煙氣導致的[6-8]。隧道的縱向通風常被用于隧道火災煙氣的控制，即通過向隧道提供縱向風來阻止火災煙氣逆流的產生，為人員疏散提供逃生環境[9-11]。阻止火災煙氣逆流產生的最小縱向風速稱為臨界風速，它是縱向通風方式的一個重要參數[12-13]。但縱向風速也不宜過大，因為過大的縱向風速將會影響煙氣層的穩定性[14]。

關于縱向風速問題，陽東等[15]通過小尺寸模型試驗發現，較大縱向風速會加強煙氣與冷空氣的摻混，導致熱分層界面不再明顯，煙顆粒層顯著變化，煙氣層失穩。李開源[16]采用FDS(Fire Dynamics Simulator, 火災動力學模擬軟件)研究隧道火災煙氣層失穩后的流場，認為當縱向風速過大時，下游煙氣層不再是一個整體，而是分成兩部分沿著隧道側壁流動，并將此現象定義為煙氣分岔流動。鐘委[17]采用數值模擬方法研究分岔現象機理，發現煙氣分岔流動的發生主要取決于慣性力和浮力的共同作用，縱向風會加劇煙氣與空氣的摻混，減弱了頂棚射流撞擊側壁后反向流動的驅動力，從而導致了分岔流動現象的產生。這些研究主要采用數值模擬的方式，相關試驗研究尚未見報道。

Richardson數(Ri)常被用于研究熱煙氣和冷空氣分層穩定性，表示密度分布的穩定作用與因速度剪切引起的失穩作用的比值。P.H.E.等人[18]研究了長走廊內熱煙氣與冷空氣的分層特性，發現當Ri>0.5時，分層結構才能得以維持。陽東等[19]通過小尺寸模型試驗發現：當Ri>0.9時，煙氣層可以保持穩定結構；當0.3

因此，本文通過小尺寸模型地鐵隧道火災試驗，對不同縱向風速和不同火源功率下隧道內的煙氣流動特征、煙氣溫度分布進行研究，驗證隧道火災煙氣分岔流動的機理，分析煙氣分岔流動臨界風速和臨界Richardson數的變化規律；通過數值模擬煙氣分岔流動臨界風速和臨界Richardson數，驗證小尺寸模型試驗的結果，為地鐵隧道火災排煙設計提供理論依據。

1　小尺寸模型試驗的設計和數值模型的建立

1.1　小尺寸模型試驗設計

隧道模型以某矩形斷面地鐵隧道為原型，按照1∶10的相似比例尺設計試驗模型。試驗模型包括試驗段、風機和連接段3部分，總長9.8 m，其中試驗段的長×寬×高為8.0 m×1.0 m×0.5 m。設計的試驗臺如圖1所示。

圖1　試驗臺實體圖

試驗段兩端均保持開啟狀態。試驗段的頂棚、底板和一側側壁均采用6 mm厚的防火板，另一側側壁采用8 mm厚的防火玻璃，以便觀察試驗過程中煙氣流動形態等試驗現象。

風機位于試驗段右側，為試驗段提供縱向風。在試驗中可以通過改變無級變速器的頻率以調節風機的送風量，進而控制隧道內的風速大小。

在風機與試驗段之間的連接段，利用多個3 mm孔徑的鐵絲網對縱向風進行整流，以提供均勻穩定的縱向風。試驗中縱向風速在0～1.5 m·s-1之間連續可調。

采用電子天平記錄燃料質量隨時間的變化，其最大量程為8 kg，精確度為0.01 g，采樣頻率為1 Hz。試驗段內縱向風速的測量采用熱線風速儀，其測量范圍為0.1～30.0 m·s-1，精確度為0.01 m·s-1，采樣頻率為1 Hz。

將片光源置于煙氣下游出口處，采用激光片光源來顯示流場，從而清楚地觀察隧道中心煙氣層的厚度和分層狀態，并利用攝像機進行實時記錄。

火源采用純度為99%的工業酒精作為燃料，由于酒精燃燒的產物無色透明，因此在火源附近添加示蹤煙氣，以便觀察煙氣的運動狀態。火源中心點位于試驗段縱向軸線上，距縱向風入口2.5 m處。油盤采用2 mm厚鋼板制成，選用0.06，0.08，0.10，0.12，0.14，0.16 m等共6種尺寸的方形油盤，油盤內燃料初始高度均為0.01 m。由此共組成6種試驗工況，見表1。

表1　試驗工況

采用直徑為1 mm的K型熱電偶進行溫度測量。在頂棚下方7.5 mm處，沿試驗段的縱向方向布置2串熱電偶。熱電偶串1位于試驗段中心線處，熱電偶串2位于距側壁0.05 m處。熱電偶串1共有20個測點，從縱向風入口右側1.5 m處布置到7.0 m處，編號依次為T1—T20，其中T1—T17測點之間的間隔為0.25 m，T17—T20號測點的間隔為0.50 m。熱電偶串2的測點從火源開始沿試驗段水平方向布置，編號從左向右依次為T21—T36，其中T21—T33測點的間隔為0.25 m，T33—T36號測點的間隔為0.50 m。

在試驗段中部，火源下游1，2，3，4 m處共布置了4串豎向熱電偶，每串由7個測點組成，最頂端測點距離頂棚0.05 m，各相鄰測點的間隔為0.05 m。測點布置如圖2所示。

圖2　試驗臺示意圖(單位：m)

1.2　數值模型的建立

為了驗證小尺寸模型試驗所得煙氣分岔流動臨界風速和臨界Richardson數變化規律的合理性，選用5.5.3版本的FDS場模擬軟件對相同場景下火災煙氣分岔流動現象進行數值模擬。

模擬隧道的長×寬×高為200 m×10 m×5 m，建立的模型如圖3所示。火源位置距縱向風入口水平距離50 m，以煤油為燃料，火源功率分別與小尺寸實驗模型火源功率折算后的實際功率相同。通過改變縱向風速設置，來獲取不同工況下的臨界風速。環境溫度設定為20 ℃，模擬時間為100 s。

圖3　FDS模型圖(單位：m)

在FDS數值模擬中，網格尺寸是關鍵因素之一。通過對網格獨立性研究發現，在本文場景下，在網格尺寸為0.167，0.125和0.100 m時模擬結果較好，并且僅有輕微的不同；當網格尺寸小于0.167 m時，對模擬結果精度沒有明顯的提高，但要消耗更多的時間[17]；但是，火源附近的網格尺寸應較小。因此，在火源附近，即從火源上游距火源中心5 m處至下游距火源中心35 m處，網格尺寸取0.083 m，其余地方網格尺寸取0.167 m，由此劃分的數值模型網格圖如圖4所示。

圖4　數值模型的網格圖

2　試驗結果與討論

2.1　煙氣層形態

試驗中逐漸增大縱向風速，觀察煙氣分岔流動現象出現前后的煙氣流動。6種工況下的煙氣層隨縱向風速增加的變化趨勢基本相同，這里以工況2為例對試驗結果進行分析。圖5為工況2下不同風速時煙氣層典型的變化過程。從圖5可以看出：當隧道內無風時，隧道內上部煙氣層與下部冷空氣層保持穩定分層結構，如圖5(a)所示；隨著縱向風速的逐漸增大，首先煙氣層顯著變厚，如圖5(b)所示；接著羽流撞擊區向下游移動，而后煙氣層產生向上的凹陷，凹陷區煙氣減少，凹陷下游煙氣層變厚，如圖5(c)所示；然后煙氣回流逐漸消失，由于沒有回流煙氣的補充，凹陷區基本沒有煙氣存在，此時煙氣層發生分岔流動現象，如圖5(d)所示；最后凹陷范圍加大，如圖5(e)所示。

圖5　工況2下不同縱向風速時煙氣層典型的變化過程

2.2　隧道頂棚下方溫度沿隧道縱向的分布

工況2下不同縱向風速時隧道頂棚中心煙氣溫度與側壁煙氣溫度的對比如圖6所示，圖中橫坐標上的負和正分別代表測點位于火源的上游和下游。

頂棚中心煙氣溫度最高處可認為就是羽流撞擊區的中心，因此可通過溫度的驟升判斷羽流撞擊區與回流煙氣的界限。由圖6可知：當隧道內無風時，羽流撞擊區附近頂棚中心煙氣溫度高于側壁處，隨著煙氣向下游蔓延，頂棚中心煙氣溫度與側壁處趨于一致，可認為此時頂棚下方煙氣層處于穩定狀態，如圖6(a)所示；隨著縱向風速的逐漸增大，如圖6(b)所示，側壁煙氣溫度逐漸高于頂棚中心處，但溫度相差不大；當縱向風速增至0.43 m·s-1時，羽流匯聚區逐漸遠離撞擊區，且回流煙氣逐漸減少，導致側壁與隧道中心的煙氣溫差加大，如圖6(c)所示；當縱向風速增至0.59 m·s-1時，撞擊區上游恰好沒有煙氣，然后由于沒有上游煙氣的補充，羽流撞擊區下游頂棚中心煙氣溫度與側壁處出現較大差異，隧道中部形成明顯的中心低溫區，如圖6(d)所示；當縱向風速增至0.64 m·s-1時，中心低溫區域范圍逐漸增大，如圖6(e)所示。

其余各工況下火災煙氣撞擊區無回流煙氣時頂棚中心煙氣溫度分布如圖7所示。由圖7可知：當回流煙氣消失時，羽流撞擊區上游煙氣溫度幾乎不變且接近室溫，下游則出現明顯的中心低溫區。

圖6　工況2下不同縱向風速時隧道頂棚中心和側壁的煙氣溫度分布

圖7　各工況下回流煙氣消失時頂棚中心的煙氣溫度分布

2.3　火源下游豎向溫度分布

工況2下不同縱向風速時火源下游豎向溫度分布如圖8所示。從圖8可以得出：當隧道內無縱向風時，如圖8(a)所示，由于頂棚附近的煙氣與頂棚存在熱量傳遞，煙氣溫度在豎向高度從上到下呈現先升高后降低的趨勢，且煙氣溫度均在距頂棚0.05 m處出現陡降，在0.15 m處接近室溫，說明此時煙氣層處于穩定狀態，存在明顯的熱煙氣與冷空氣的分層結構；當縱向風速較小時，如圖8(b)所示，此時火源下游1 m處雖也存在煙氣溫度陡降，但其變化幅度較其他位置要小；當縱向風速較大時，如圖8(d)和圖8(e)所示，火源下游各位置處煙氣溫度下降趨勢變緩，而對于火源下游2 m處，在其高度范圍內，豎向溫度相較另外3個位置要低，且在頂棚下方0.10 m處時已接近室溫，表明火源下游2 m處頂棚幾乎沒有煙氣存在。

其余各工況下煙氣撞擊區無回流煙氣時火源下游豎向煙氣溫度分布如圖9所示。從圖9可知：此時各火源下游3和4 m處煙氣層厚度增大，2 m處煙氣層變薄，在0.10 m處煙氣溫度已接近室溫，說明此時煙氣層存在凹陷，且凹陷已接近頂棚。

圖8　工況2下不同縱向風速時火源下游豎向溫度分布

圖9　各工況下回流煙氣消失時火源下游豎向溫度分布

3　分岔流動臨界風速

隧道火災煙氣發生分岔流動的臨界條件為羽流撞擊區上游的回流煙氣完全消失。因此可以確定煙氣分岔流動的臨界風速即為羽流撞擊區上游不再出現煙氣回流時的最小風速。各試驗工況下煙氣分岔流動的臨界風速見表2。火源的熱釋放速率通常利用燃料質量損失法求得，其計算公式見式(1)；再根據比例關系計算得到對應全尺寸熱釋放速率；各試驗工況下的計算結果均見表2。

(1)

(2)

為表征火源熱釋放速率和煙區分岔流動臨界風速之間的關系，分別將其無量綱化。

(3)

(4)

表2　各試驗工況的分岔現象臨界風速和相應熱釋放速率

圖10為小尺寸模型試驗和數值模擬結果無量綱化得到的熱釋放速率與煙氣分岔流動臨界風速的關系圖，其中數值模擬所采用的火源熱釋放速率為表2中的全尺寸熱釋放速率值。從圖10可以看出：數值模擬結果與小尺寸試驗結果符合良好，無量綱煙氣分岔流動臨界風速與無量綱熱釋放速率的1/3次方呈線性增長關系，這也證明了小尺寸模型試驗的準確性。它給隧道火災縱向通風模式下縱向風速的選擇提供了理論參考依據。

圖10　無量綱煙氣分岔流動臨界風速隨熱釋放速率變化的規律

4　分岔流動臨界Richardson數

煙氣流動狀態可用Richardson數來定量分析。臨界Richardson數(Ric)被定義為[20]

(5)

煙氣層平均溫度為[21]

(6)

根據式(4)和式(5)，分岔流動臨界Richardson數(Ribc)可表示為

(7)

式中：Δρ為煙氣層密度與冷空氣密度之差；h為煙氣層厚度；ρb為煙氣層密度；uc為臨界速度；Tb為煙氣層溫度；Qc為熱釋放速率中的對流部分；A為隧道橫截面積。

圖11給出了分岔流動臨界Richardson數隨無量綱熱釋放速率變化的規律。由圖11可見：煙氣分岔流動臨界Richardson數維持在一定范圍內，基本不隨無量綱火源熱釋放速率變化，可視為常數且取0.095。

圖11　分岔流動臨界Richardson數隨無量綱熱釋放速率變化的規律

5　結　論

(1)通過小尺寸模型試驗驗證了分岔流動現象的存在。當縱向風速較小時，煙氣羽流撞擊區上游存在回流煙氣，在縱向風作用下這部分煙氣將進入下游煙氣層中，此時隧道火災煙氣能夠維持較好穩定分層結構，煙氣分岔流動現象不會發生；隨著縱向風速的增大，羽流撞擊區上游的煙氣回流逐漸減少，煙氣層將產生向上的凹陷，然后煙氣層凹陷越來越明顯，范圍越來越大，當煙氣回流完全消失時，最終導致了煙氣分岔流動現象的發生。

(2)在較大縱向風速下，煙氣分岔流動的發生將導致隧道中部煙氣量減少，造成火源下游段隧道中心溫度明顯低于側壁處溫度，形成中心低溫區。

(3)煙氣分岔流動無量綱臨界風速與無量綱火源熱釋放速率的1/3次方呈線性增長規律。煙氣分岔流動臨界Richardson數基本不隨無量綱火源熱釋放速率變化，可視為常數且取0.095。小尺寸模型試驗與數值模擬的結果吻合良好。

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