某單洞雙向隧道列車火災的煙氣蔓延特性及防控研究

張曉林 謝永亮 任 浩

（1.西南交通大學機械學院 成都 100191；2.中鐵第一勘察設計院集團有限公司 西安 710043）

0 引言

伴隨經濟的發展，高速鐵路成為新時代寵兒。高速鐵路作為新興的運輸手段，可以滿足人們對交通工具快速便捷高效環保的要求。進入21世紀后，國內高速鐵路建設日新月異，呈現井噴之勢。隨著國內鐵路隧道建設向著高海拔、超深地下空間發展，單洞雙線隧道以工程造價低、占用地下空間小的優勢，在城際地下空間、水下空間、山嶺中獲得了一定的建設規模。但由于隧道救援通道及安全空間容易受到隧道內輪廓空間的影響，兩條線路通常不設置隔墻，隧道內若發生火災將直接對相鄰線路列車造成威脅，人員無法速疏散，增加了火災條件下的疏散難度，對火災排煙設計安全性提出了更高的要求。

目前，針對隧道的排煙方式，按驅動力的不同可分為自然排煙和機械排煙；按煙氣的流動方向的不同可分為縱向排煙和橫向排煙。此外，目前還研究了幾種新的通風方式，如吊頂機械排煙和縱向排煙相結合[1-3]。其中，縱向排煙在以往的研究中一直很受歡迎，它的優點是可以將隧道運營通風和排煙兼顧，不需要修建單獨的通風管道，省去了通風機房所占位置及投資、實際運營費用，初始投資低[4]。但由于煙氣的單向流動，煙氣會不斷卷吸周圍的空氣，使得煙氣量不斷增加，導致排煙方向的能見度降低[5]。呂金金[6]利用小尺寸實驗以及FDS軟件研究了在縱向通風情況下出現的煙氣分叉現象，認為煙氣分叉主要是縱向風的水平縱向力以及煙羽流形成的熱浮升力共同作用的結果，并總結了臨界風速與火源熱釋放率之間的函數關系。張眾杰[7]利用鹽水實驗和FDS軟件模擬的方法研究了縱向排煙和自然通風相結合的排煙方式，認為相較于普通的單一的排煙方式，火源上游采取縱向通風，火源下游采取自然排煙的排煙方式具有較高的排煙效率的結論。并通過FDS軟件對縱向排煙的風速和自然排煙的排煙井尺寸進行了優化，為采用該排煙方式的實際工程的設計選取合理的參數提供了參考。

在以前的研究中，一直假設火災發生在隧道的縱向中心線，事實上，單洞雙向隧道內發生火災的位置往往不在縱向中心線上。紀杰[8]等研究發現，隨著與火災縱向距離的增加，頂棚下的最大煙溫升呈指數下降。因此，開展有關單洞雙向鐵路隧道火災煙氣運動及防控方面的研究，對提高鐵路隧道的消防設計水平和火災應急處置能力有重要意義。

在本文研究中，選擇一段典型的單洞雙線隧道，通過數值模擬方法，研究列車火災時隧道內煙氣蔓延規律；給出隧道內煙氣溫度、碳煙密度、能見度等特征參數的分布情況；研究火災在縱向排煙系統條件下，煙氣是否可以得以有效控制。

1 數值方法

隧道中煙氣的運動是三維的、不穩定的、可壓縮的湍流。因此，我們使用計算流體動力學（CFD）來分析本研究鐵路隧道系統中的煙流。具體來說，我們使用了雷諾平均Navier-Stokes（RANS）方程[9]，與大渦模擬（LES）相比[10-12]；RANS 方程不僅滿足所需的計算精度，而且大大減少了研究的計算時間。

1.1 控制方程

為了利用RANS 方程分析本研究的鐵路隧道系統的煙氣流動，計算依賴于以下一般控制方程：

式中：φ為通用變量；S為源相；Γ 為廣義擴散系數；ρ為氣流密度，kg/m3；U為速度，m/s。

還使用了理想氣體方程，其公式如下：

式中：P是壓力，Pa；Rg是氣體常數，J/kg·K；T是溫度，K；

1.2 數值模型

在本研究中，數值方法以正在設計施工的中國濟濱隧道為模板。這條鐵路隧道分兩段，一段5公里，一段4.2公里。本文將研究區間隧道列車火災在自然和縱向排煙模式下的可行性。

為了支持該鐵路隧道數值模型的確立，我們首先詳細說明了其幾何形狀。圖1是鐵路隧道的斷面圖。

圖1 鐵路隧道的斷面圖Fig.1 Section view of railway tunnel

區間隧道采用圓形盾構隧道，隧道斷面直徑為7.2m，內軌頂面到隧道頂部的距離為7.38m，隧道橫截面積約為100m2。

基于濟濱隧道的幾何形狀，我們使用STAR-CCM+軟件開發了數值模型[13]。圖2顯示了所得數值模型，隧道總長度為2.3km。在數值模擬過程中，使用了中國鐵路CRH6型列車，如圖3所示，該模型列車采用8節編組，總長度為201.4m，車身寬度為3.3m，高度為3.86m。在這項研究中，火源位于第5節車廂內，車門和窗戶都打開，讓高溫煙霧進入隧道。發生火災后，列車先保持原速（200km/h）勻速行駛5s，隨后以1.2m/s2的減速度制動停車。

圖2 區間隧道火災數值模型Fig.2 Numerical model of tunnel fire in running tunnel

圖3 列車模型Fig.3 The train model

圖4 是數值模型的邊界條件和計算域。其中，壓力出口邊界條件作用于隧道的上游和下游出口處，對流傳熱的壁面條件應用于所有固體表面。此外，數值計算時共設有3 計算域，分別是隧道、列車、火源，其中列車和火源是可運動的，隧道是靜止的。另外，采用重疊動網格技術對列車的運行進行模擬，各區域間有重疊，分別是列車與隧道重疊、火源與隧道重疊、火源與列車重疊。各計算域與重疊區域如圖5 示。

圖4 隧道區域Fig.4 Tunnel area

圖5 重疊區域Fig.5 Overlapping region

確定火源的放熱速率為：

式中：Q為火災熱釋放速率，kW；t為時間，s；α為火災增長系數，kW/s2。

在本研究中，我們穩定火源功率設定為《鐵路隧道防災疏散救援工程設計規范》[14]（TB10020-2017）中推薦的15MW。列車火災發展為超快速火，火災增長系數為0.1878kW/s2。

1.3 數值網格

為確保火災模擬的準確性，應在火源附近使用較小的網格尺寸。但是，過小的網格尺寸會增加網格數量和后續計算時間。因此最終確定的網格尺寸為0.2m，以平衡精度與計算時間。在這項研究中，使用多面體網格，燃燒列車周圍的網格如圖6 所示。整個數值模型包括大約1200 萬個網格。

圖6 列車附近網格場景Fig.6 Gird around the train

2 結果分析

2.1 區間隧道自然排煙下的火災場景

列車發生火災后，隧道內的碳煙密度如圖7 所示。在火災發生51.3s 時，車輛停下，開啟車門，人員逃生，同時熱煙氣逐漸從車廂中蔓延出來，煙氣在近火源區域的溫度顯著高于環境溫度，在浮力的驅動下，熱煙氣主要沿隧道縱向流動，可維持較高的煙氣層。從60s-180s 云圖可見，由于列車運動產生向右的持續性的活塞風效應，右側碳煙密度明顯大于左側，但是隨著活塞風衰減，300s 和360s云圖可見，煙氣向兩端蔓延形式趨于穩定，煙氣也產生了明顯的分層，此時列車運動產生的活塞風效應已經十分微弱，對煙氣蔓延已經基本沒有影響。

圖7 區間隧道縱向截面碳煙密度變化Fig.7 Change of soot density in longitudinal section of running tunnel

隧道頂部煙氣溫度分布如圖8 所示。PIARC指出，人員在幾分鐘內能夠忍受的輻射熱量極限為2～2.5kW/m2。當輻射熱量為2.5kW/m2時，6m 高、8m 寬的隧道對應煙氣溫度為180℃。由圖可見，在火災發生180s 內，由于列車運動產生的向右的活塞風效應對煙氣蔓延產生的影響，導致此時火源右端溫度相比于左側對稱位置明顯更高，但是隨著活塞風的逐漸衰減，對后續煙氣的蔓延已經基本沒有影響，后續溫度基本呈對稱分布。此外，當火災發生240s 時離火源30m 外的隧道頂部煙氣溫度已經大于180℃，不滿足熱輻射控制標準，將影響人員的安全疏散。

圖8 逃生路線上的頂棚溫度變化Fig.8 Ceiling temperature change on escape route

逃生通道上人高2m 處溫度變化如圖9 所示。溫度的變化與熱煙氣的分布吻合，在火災發展至60s 時，列車已停下8.3s，煙氣從車廂內涌出，在浮力作用下上浮，同時列車運動產生的活塞風強烈擾亂煙氣層的形成，因而著火車廂右側存在大量蔓延的煙氣，距火源30m 外人高2m 處的溫度明顯大于60℃，這不符合地面2m 高度處溫度不得超過60℃的要求[15]，會對人員逃生產生嚴重威脅。而伴隨著火災的進一步發展，活塞風也逐漸衰減，除著火車廂附近存在上浮的煙氣，溫度較高，其他位置形成的煙氣層逐漸穩定，距火源30m 外溫度已低于60℃，這符合地面2m 高度處的溫度不得超過60℃的要求。

圖9 逃生圖線上人高2m處溫度變化Fig.9 Temperature change at height 2m on the escape route

逃生通道上的能見度如圖10 所示。由于列車運動產生的向右的活塞風效應對煙氣蔓延產生的氣流擾動，不利于煙氣層的形成，致使著火車廂右端高2m 平面上仍漂浮一定量的煙氣，導致火災發生240s 之后著火車廂附近能見度嚴重低于10m，左端30m 外可見度滿足規范要求的10m，而右端則十分接近規范要求的10m，還是會人員安全疏散造成一定的影響。

圖10 逃生通道上人高2m 處的能見度Fig.10 Visibility change at height 2m on the escape route

2.2 區間隧道縱向排煙下的火災場景

列車發生火災后，縱向排煙模式下，隧道內的碳煙密度如圖11 所示。列車火災的發展采用t2模型，火災熱釋放率在火災發展282.6s 時達到峰值（15MW）。圖中可見：在火災發展的前120s 內，車廂內涌出的煙氣在縱向風速的強烈干擾下，煙氣被迅速吹散排走；180s 之后，火災熱釋放率隨時間逐漸增大，隧道下游煙氣逐漸積累，煙氣開始分層；直至360s，煙氣雖然了明顯的分層，但是由于氣流的強烈擾動，煙氣層高度很低，此外，將整節車廂視為火源，煙氣并未產生明顯回流，采用的縱向排煙風速可視為臨界風速。

圖11 區間隧道縱向截面碳煙密度變化Fig.11 Change of soot density in longitudinal section of running tunnel

隧道頂棚溫度分布如圖12 所示。火災發生360s 內，上游隧道保持為無煙環境，隧道頂棚溫度維持在正常環境溫度，遠小于180℃；火源下游煙氣在氣流的強烈擾動下，嚴重影響了煙氣層的形成，可見，在距離火源30m 外的下游隧道頂部煙氣溫度小于180℃，滿足熱輻射控制標準，不會影響人員的安全疏散。

圖12 逃生路線上的頂棚溫度變化Fig.12 Ceiling temperature change on escape route

逃生通道上人高2m 處溫度變化如圖13 所示。在火災發展360s 內，溫度的變化與熱煙氣的分布吻合。在縱向風速對煙氣的擾動下，極大的提升了煙氣的縱向流動速度，因此熱量也可以得到有效的排出。可見上游隧道溫度很好的維持在環境溫度，下游隧道除了360s 時距離火源65m 處的人高2m處溫度略高于60℃，其余時刻溫度均符合地面2m高度處的溫度不得超過60℃的要求。

圖13 逃生圖線上人高2m處溫度變化Fig.13 Temperature change at height 2m on the escape route

逃生通道上人高2m 處的能見度如圖14 所示。在縱向風速強烈擾動下，煙氣層的形成收到了強烈干擾，致使下游煙氣幾乎充滿整個隧道截面。可見，在火災發生360s 內，隧道上游可見度良好；而下游隧道在火災發生240s 之后距火源30m 外已有很長一段距離能見度不足10m，這將嚴重影響位于下游的幾節車廂內的人員疏散。

圖14 逃生通道上人高2m 處的能見度Fig.14 Visibility change at height 2m on the escape route

3 結論

（1）列車減速停車過程中產生的活塞風效應，會起到一定的縱向排煙作用。由于活塞風衰減太快，在火災發生360s內，距火源30m外頂棚溫度嚴重超過180℃，不滿足熱輻射控制標準；距火源30m外人高2m處溫度不能嚴格滿足低于60℃的要求；距火源30m外人高2m處可見度恰好滿足10m的要求。總之，將會嚴重影響人員疏散。

（2）單洞雙線隧道截面較大，臨界風速可達3.7m/s。當縱向排煙風速達到此風速時，在火災發生360s內，隧道上游可以保持良好的無煙環境，隧道下游火源30m外頂棚溫度不會超過180℃，滿足熱輻射控制標準；距火源30m外人高2m處溫度也可滿足低于60℃的要求；但距離火源30m外人高2m處可見度嚴重低于10m。總之，因可見度無法滿足要求，還是會對下游隧道人員疏散產生嚴重的影響。

（3）與自然排煙模式相比，縱向排煙雖然加快了排煙速度，使隧道內的溫度場得到了有效控制，但嚴重干擾了煙氣層的形成，下游隧道人員逃生環境依然嚴峻。

（4）當在列車在類似的單洞雙線隧道內發生火災時，應盡量繼續行駛至就近的救援站或車站，從而更有效進行人員疏散。

（5）本文研究內容對濟濱隧道單洞雙向大斷面隧道的通風排煙系統設計和研究有一定的參考價值，可以為軌道交通領域類似工程的通風排煙設計提供參考。