夏季火災工況下城市公路隧道豎井自然排煙現場試驗研究

彭 濤, 童 艷, *, 張廣麗, 龔延風, 陳 征, 郭屹忠, 茅 欽, 呂剛玉, 黃偉浩, 戴寶連

(1. 南京工業大學城市建設學院, 江蘇 南京 211816; 2. 南京城建隧橋智慧管理有限公司, 江蘇 南京 210017)

0 引言

為了緩解交通擁堵、保護城市景觀、減少交通噪聲,我國近年來在地下道路規劃與建設方面取得了較大進展[1]。城市公路隧道往往僅下穿路面或淺窄水體,埋深較淺,且雙向街道中間的綠化帶為在隧道頂部修建豎井組進行自然通風提供了便利。以南京為例,已建成運行若干淺埋豎井型城市公路隧道(URTS, urban road tunnel with shafts),并通風良好[2-4]。URTS火災時煙氣依靠自身熱浮力就近從豎井排出,但現行的GB 50016—2014《建筑設計防火規范》缺乏相應條文。

狹長空間火災煙氣主要沿一維水平縱向蔓延[5-7]。在煙氣溫度分布方面,文獻[8-10]指出煙氣在縱向蔓延過程中不斷與壁面發生熱傳遞,溫度分布受傳熱機制影響,(無豎井)隧道頂棚下方溫度符合冪指數衰減規律,見式(1):

(1)

式中:Tx為與火源距離x的煙層溫度, K;Ta為環境空氣溫度, K;Tref為參考位置xref處的煙層溫度,K;k1為溫度經驗系數;k2為溫度衰減系數,其值越大,溫度下降越快;L為特征長度, m,可取隧道高度Htu。

在煙氣縱向蔓延速度方面,Kim等[11]通過通道試驗發現蔓延速度隨火源強度與煙氣溫度的升高而增大,正比于兩者乘積的1/3次方。胡隆華等[7]指出在隧道縱向風速較小的情況下,自然煙流驅動力來自煙氣前鋒與環境空氣溫差導致的壓力差,擴散速度呈冪指數衰減,見式(2)。

(2)

火災發生后,豎井煙囪效應作用明顯,但也受火源、豎井、周圍環境等因素影響。文獻[5-6]較為關注豎井底部煙層吸穿現象(即隨著豎井排煙速度加大,豎井下方出現凹陷區,并逐漸進入下端開口,冷空氣被吸入豎井,排煙效率降低),提出采用弗勞德數Fr來判斷豎井底部煙層狀態。

在豎井排煙量方面,Guo等[12]考慮煙層是否吸穿,推導建立了式(3):

(3)

(4)

式中:a′為待定系數,取0.755(完全吸穿)或1.0(不完全吸穿);Wtu為隧道寬度,m;Wsh為豎井寬度,m;Lsh為豎井長度,m;h為豎井下方煙氣層厚度,m;Tmax為來流煙氣頂棚下方最大溫度,K。

Mao等[13]考慮煙氣溫度縱向衰減與一維流動損失,推導建立了式(5):

(5)

式中:λ為摩擦損失系數;l為火源與豎井間距,m;D為隧道當量直徑,m;∑ξ為局部損失系數。

火災破壞性大,全尺寸試驗難以實施,現有URTS實體試驗未量化頂棚下方煙流擴散規律,也缺少測試豎井煙流參數。2019年夏季,課題組采用柴油池火對南京2條URTS實施了3次現場火災試驗,測試了頂棚下方和豎井開口煙流參數,進一步擬合出頂棚下方煙氣的縱向擴散規律,通過對比實測排煙量與已有排煙量模型,計算出多個豎井的Ri′數(頂棚下方煙氣豎向慣性力與水平慣性力之比),以期為建立URTS豎井排煙理論提供有力依據,助力相關規范條文的修編。

1 試驗隧道段簡介

某豎井型自然通風淺埋城市公路隧道實景見圖1。豎井均沿側壁修建,并被梁分隔成若干豎井單元。隧道下穿十字路口或淺窄水體時,沒有條件設置豎井。相鄰豎井間距大,形成暗埋段,是煙氣難以排放的重點部位。有豎井的隧道段稱為開口段,煙氣排放快,人員安全容易保障。

(a) 隧道主體內部場景

(b) 豎井外部場景圖1 某豎井型自然通風淺埋城市公路隧道實景Fig. 1 Scenes of a shallow-buried urban road tunnel with natural ventilation shafts

南京水西門南線隧道尺寸為1 280 m(長)×11.5 m(寬)×5.5 m(高),共10組豎井,間距不一。最長暗埋段長為264 m,北側5#、6#豎井尺寸為18.6 m(長)×3.0 m(寬)×8.0 m(高),間距10 m,各被5根支撐梁均分成6個豎井單元; 南側7#、8#豎井尺寸為6.2 m(長)×3.0 m(寬)×11.0 m(高),間距5 m,各被1根支撐梁均分成2個豎井單元。

南京西安門北線隧道尺寸為1 410 m(長)×12.0 m(寬)×5.5 m(高),共24組豎井,間距不一。最長暗埋段長為240 m,北側12#、13#豎井尺寸為16.8 m(長)×2.6 m(寬)×7.7 m(高),間距10 m;南側10#、11#豎井尺寸為12.8 m(長)×2.6 m(寬)×6.0 m(高),間距10 m。10#—13#豎井各被3根支撐梁均分成4個豎井單元。

2條隧道最長暗埋段及其兩側豎井布置如圖2所示,選為試驗隧道段。

(b) 西安門隧道(俯視)

(c) 水西門隧道6#豎井測點布置(俯視)(d) 西安門隧道12#豎井測點布置(俯視)(e) 西安門隧道13#豎井測點布置(俯視)

(f) 熱電偶布置(側視)(g) 風速儀布置(側視)(h) CO濃度儀布置(側視)

圖2 隧道試驗段、火源及測試系統示意圖(單位: m)Fig. 2 Schematic of tunnel experimental section, fire source, and test system (unit: m)

2 火源信息介紹

淺埋城市公路隧道禁止重型車輛進入,根據調查城市公路隧道的交通構成[2, 14-15],發現小型私家車占90%以上,故小汽車起火的可能性最大。火災現場試驗通常采用油池火,釋熱率受火源種類、空間、通風條件、油池面積和燃料深度等多種因素影響,且初期釋熱率往往隨時間增長,與時間平方成正比,達到峰值后,再逐漸減弱。文獻[16-21]采用式(6)計算油池火釋熱率

Q=Afm′ηΔHc=αt2。

(6)

式中:Af為水平燃燒面積,m2;m′為單位面積池火的質量損失率,柴油取值為57 g/(s·m2);η為燃燒效率,考慮豎井型隧道通風良好,取值為86.1%; ΔHc為燃燒熱,柴油取值為42 kJ/g;t為點火后時間,s;α為火災增長系數,小汽車火災往往是(超)快速火,α范圍在0.047～0.19 kW/s2[17],本文取0.094 kW/s2。

試驗選用1.58 m×1.58 m方形油池,位于隧道地面中軸線,每次試驗倒入柴油(加少量汽油,易于點燃),燃料深度為0.03 m。火源釋熱率按式(6)推算為5 MW;同時,根據文獻[17]推薦柴油池火(油池直徑大于0.91 m)單位面積燃燒熱為1.985 MW/m2,則釋熱率為4.95 MW,上述兩者計算出的釋熱率十分接近。

水西門隧道實施了2次不同著火點的試驗(簡稱試驗1、試驗2)。試驗1的火源位于264 m暗埋段中部,距6-01#豎井單元南端132 m,通過調節蓋板實現不同燃燒面積,以此設置火源增長類型為快速火(t2)[4],圖3顯示了蓋板完全打開后燃燒的油池。受環境風影響,火焰始終往下風向傾斜。試驗2的火源位于264 m暗埋段北端,與6-01#豎井單元齊平。西安門隧道實施了1次點火試驗(試驗3),火源位于240 m暗埋段,距11-01#豎井單元北端40 m。

圖3 試驗1中燃燒的油池Fig. 3 An oil pan in burning in Test 1

夏季試驗均選在凌晨2:00—5:00隧道管養期間進行。為縮短試驗時間,試驗2與試驗3均設置為穩態火,油池上方無蓋板。3次試驗的火源信息見表1。

表1 火源信息Table 1 Information of fire sources

3 測試系統

試驗1和試驗2中,火源上下游沿地面中軸線間隔布置14根測桿。每根桿固定1臺單點HOBO溫度自記儀,測試頂棚下方5.0 m高度煙氣溫度。6-02#、6-04#、6-06#豎井頂部各布置3臺PROVA AVM-05風速/溫度傳感器,分別記為A1—A3、B1—B3和C1—C3; 6-06#—6-02#豎井頂部中心各布置1臺RAE PGM-1600 CO濃度傳感器,分別記為a、b、c、d、e。

試驗3中,僅在火源下游布置6根測桿,其中4根沿地面中軸線布置,每根測桿上固定1臺單點HOBO溫度自記儀,測試頂棚下方5.0 m高度的煙氣溫度; 另2根分別位于12-02#、13-02#豎井底部,各固定1臺多點HOBO溫度自記儀,測試頂棚下方2.0、3.5、5.0、6.5 m高度的煙氣溫度。12-01#、13-04#豎井頂部各布置2臺PROVA AVM-05風速/溫度傳感器,分別記為A1、A2和B1、B2; 12-01#、13-04#豎井頂部各布置1臺RAE PGM-1600 CO濃度傳感器,分別記為a、b。

測試系統布置如圖2所示。測量儀器信息見表2。試驗期間,隧道內始終存在縱向自然風,風速穩定在1 m/s 左右且風向不變;水西門隧道內外初始環境溫度分別為28 ℃和26 ℃,西安門隧道內外初始環境溫度分別為33.5 ℃和32 ℃,溫差均不超過2 ℃。

表2 測量儀器信息Table 2 Information of measurement instruments

4 結果和討論

4.1 行車區域頂棚下方煙氣縱向溫度分布

圖4示出了3次試驗中距離火源不同位置頂棚下方煙氣溫度隨時間變化曲線。其中,“+”表示火源下游,“-”表示火源上游。由于+10 m處熱電偶記錄數據不全,故未列入。可以看出: 溫度升高到峰值,維持了一段時間,再逐漸下降。由于試驗1的火源增長類型為t2火,初期升溫慢于其他試驗;離火源越近,升溫越早,峰值溫度越高;距火源相同距離,下游煙氣溫度高于上游。試驗2中,0 m處溫度劇烈波動,分析原因在于火源緊靠6#豎井,顯著的煙囪效應增強了湍流擾動。

(a) 試驗1

(b) 試驗2

(c) 試驗3圖4 距離火源不同位置頂棚下方5 m高度煙氣溫度隨時間變化曲線Fig. 4 Temperature curves of smoke with time at 5 m below ceiling at different positions from fire source

進一步計算無量綱距離(x-xref)/Htu和穩定階段無量綱煙氣溫度ΔTx/ΔTref,并按式(1)擬合; 同時,為了對比,繪出2008年冬季西安門隧道上、下游(簡稱試驗4,火源位于240 m暗埋段,距離12-01#豎井120 m,自然風向同本次西安門隧道試驗)煙氣溫度數據與擬合曲線[4],如圖5所示。擬合曲線參數及相關系數R2見表3。

圖5 4次試驗頂棚下方5 m高度無量綱煙氣峰值溫度-距離關系曲線Fig. 5 Dimensionless peak temperature-distance relation curves of smoke at 5 m below ceiling in four tests

表3 溫度擬合公式參數及相關系數R2Table 3 Parameters of fitting equations of temperature and its correlation coefficients R2

由圖5和表3可見: 無量綱煙氣溫度隨著遠離火源逐漸下降,較符合冪指數衰減規律,相關系數R2不低于95%(試驗2(上游)除外,因為煙氣在上游僅擴散了20 m,測點數少); 溫度衰減系數k2在0.042～0.138,顯著受季節、著火點、上下游影響; 同一試驗,受環境風阻滯,上游溫度衰減系數k2均大于下游,衰減更快; 同一隧道,同一著火點,冬季衰減快于夏季; 同一隧道,不同著火點,火源越靠近豎井,衰減越快。

4.2 行車區域頂棚下方煙氣擴散速度

點火后,煙氣快速上升,撞擊頂棚后向兩側水平縱向擴散。圖6顯示了2次水西門隧道試驗(試驗1和試驗2)觀測到的火源上下游煙氣前鋒到達時間,同時提供了2008年冬季西安門隧道試驗(試驗4)煙氣前鋒到達時間[4]作為對比。由圖可知: 在環境風的驅動下,下游煙氣到達同一距離比上游時間短,且最遠擴散距離也比上游長,尤其水西門試驗2中煙氣在上游僅擴散了20 m。

圖6 3次試驗火源上下游煙氣前鋒到達時間Fig. 6 Arrival times of smoke front in downstream and upstream in three tests

根據圖6,取相鄰兩測點間距,計算煙氣前鋒先后到達的時間差,兩者相除,得到煙氣在前方測點的蔓延速度ux[8]。計算無量綱距離(x-xref)/Htu和無量綱煙氣流速ux/uref,并按式(2)擬合,結果見圖7(試驗2上游未擬合)。擬合曲線參數及相關系數R2見表4。

圖7 3次試驗頂棚下方無量綱煙氣速度-距離關系曲線Fig. 7 Relation curves between dimensionless spreading velocity and distance in three fire tests

表4 速度擬合公式參數及相關系數R2Table 4 Parameters of fitting equations of velocity and its correlation coefficients R2

由圖6可見: 無量綱煙氣速度隨著遠離火源逐漸下降,總體按冪指數規律衰減,部分試驗相關系數R2低于90%,原因在于煙氣前鋒由人員觀測得到,存在較大誤差; 速度衰減系數k2′在0.016～0.113,且受環境風阻滯,同一試驗上游衰減系數k2′均大于下游,衰減更快;將冬季進行的試驗4[4]與夏季進行的試驗1、試驗2對比,冬季試驗煙氣速度衰減快于夏季試驗,這是因為冬季條件下,煙氣向隧道壁面更多散熱,煙氣前鋒與環境空氣溫差減小得更快,進而速度衰減更快。

4.3 豎井頂部開口煙氣參數分布

點火后,煙氣快速到達豎井,近火源豎井顯著排煙。圖8顯示了試驗2中的6#豎井外部排煙場景。圖9匯總了3次試驗測試豎井單元頂部所有測點溫度、速度和CO體積分數的最大值。

圖8 試驗2中的6#豎井外部排煙場景Fig. 8 Exterior scene of smoke exhaust out of shaft #6 in Test 2

(a) 溫度

(b) 速度

(c) CO體積分數圖9 3次試驗豎井頂部開口煙氣參數最大值Fig. 9 Maximum smoke parameters at top openings of shafts in three fire tests

可以看出: 同一試驗,不同豎井單元煙流參數存在差異。總體上,離火源越近,溫度/速度值越大。比如試驗2中的C1點達到47 ℃和4.8 m/s;同一試驗,同一豎井單元參數亦不同,越靠近火源下游側壁(試驗1和試驗2),值越大,證實了貼附羽流的存在[5],橫向差距則不明顯(試驗3);整體上,豎井出口CO體積分數從高到低依次為: 試驗3>試驗1>試驗2。比如試驗3中的b點CO體積分數高達1.8×10-4,原因在于煙氣在暗埋段擴散距離越長,不完全燃燒產物的堆積越嚴重,是煙氣防控的重點部位。

根據實測穩定階段豎井單元出口流速,乘以截面積,計算得到水西門隧道6-02#、6-04#、6-06#豎井以及西安門隧道12-01#、13-04#豎井的平均單位面積排煙量,同時給出6#豎井的平均單位面積排煙量; 作為對比,分別按式(3)、式(4)計算Guo等[12]模型的排煙量,按式(5)計算Mao等[13]模型的排煙量,結果見表5。

表5 豎井單位面積實測排煙量與預測排煙量的對比Table 5 Comparisons between measured and predicted smoke exhaust volume per unit area in shaft

由表5可知: 任一試驗,各豎井單元實測排煙量存在差異,范圍在0.31～1.76 kg/(s·m2),越是靠近火源,排煙量越大; Guo模型僅對近火源豎井(試驗1中的6-02#、6-04#,試驗2中的6-02#,試驗3中的12-01#)的排煙量預測較為準確,與實測值偏差小于25 %,表明模型適用于豎井的穩定排煙,但缺乏考慮遠火源豎井倒灌現象;Mao等[13]的模型對整體豎井(試驗1、試驗2中的6#)排煙量預測較準確,與實測值偏差不超過13%,顯示了一維網絡模型的優勢,但缺乏考慮豎井單元煙氣參數的不均勻性,預測能力弱。

4.4 豎井底部煙氣倒灌現象

3次試驗觀察到: 點火后,煙氣快速從近火源豎井排放,各豎井均無明顯吸穿,但遠火源豎井出現明顯倒灌,即煙氣到達后首先上升一個高度,轉而向下流動至底部,破壞了下方的煙氣分層。圖10示出了試驗3火源下游214 s煙氣蔓延實景,顯示了13#豎井下方煙氣回流破壞底部分層的現象。圖11示出了試驗3中12#和13#豎井下方實測煙氣溫度隨時間變化曲線。

圖10 試驗3火源下游214 s煙氣蔓延實景Fig. 10 Scene of smoke spreading in downstream at 214 s in Test 3

圖11 12#和13#豎井下方實測煙氣溫度隨時間變化曲線(試驗3)Fig. 11 Variation curves of tested temperatures at bottoms of shaft #12 and #13 with time in Test 3

由圖11可見: 對于12#豎井,高度越高,煙氣溫度越高,表現出穩定的煙囪效應,但在5.0 m和6.5 m高度,熱煙羽與豎井補風氣流交鋒,溫度振蕩激烈;對于13#豎井,6.5 m高度處溫度明顯低于5.0 m高度,煙囪效應沒有體現,與觀測結果相符。

表6統計了3次試驗的豎井倒灌現象,發現無論火源上下游,最靠近火源的豎井單元均有顯著排煙,而其余豎井單元煙氣倒灌,分析原因在于火源燃燒耗氧,產生補風氣流,遠火源豎井煙囪效應弱,抵抗不了補風慣性力,從而產生煙氣反向流動。

表6 3次試驗豎井底部煙氣倒灌現象統計Table 6 Statistics of backward flow at bottom of shafts in three fire tests

紀杰等[5]提出采用Ri′來評價豎井底部煙流狀態。

(7)

式中:Fv為豎井煙氣豎向慣性力,Pa;Fh為頂棚下方煙氣水平慣性力,Pa; Δρ為無排煙時煙氣與環境空氣的密度差,kg/m3;ρs0為無排煙時煙氣密度,kg/m3;v為無排煙時排煙口下方煙氣運動速度,m/s;h為煙層厚度,試驗觀察為1.2 m。

本文根據實測數據,結合式(1)、(2)、(7),計算出試驗1、試驗2中的6#豎井各單元慣性力及Ri′,見圖12。

圖12 試驗1、試驗2中6#豎井各單元井慣性力與Ri′Fig. 12 Inertial forces and Ri′ of shaft #6 in Test 1 and Test 2

5 結論與討論

2019年夏季采用1.58 m×1.58 m柴油池火,對2條URTS隧道實施3次不同著火點試驗,觀測到火源近端豎井大量排煙,遠端豎井底部煙氣倒灌,同時測試了行車道區域頂棚下方與豎井出口的煙流參數。分析結果表明:

2)豎井單元實測排煙量為0.31～1.76 kg/(s·m2),對比已有排煙量預測模型,發現Guo等[12]的模型適用于近火源無倒灌豎井,Mao等[13]的模型適用于單一豎井(不考慮出口參數不均勻)。

3)采用煙流參數冪指數衰減公式,計算出試驗1、試驗2中6#豎井Ri′分別為10.8和1.5,且各豎井單元較為一致,驗證發現已有臨界Ri′數模型不適于預測倒灌豎井底部煙層狀態。

URTS發生火災時,近火源豎井大量排煙,但遠處豎井有著明顯倒灌現象,不利于隧道內人員疏散,因而URTS倒灌規律值得進行更深入研究。本文積累了URTS夏季火災現場試驗數據,豐富了隧道火災自然排煙理論,有助于推動URTS消防驗收,并擴展應用場景。