田向亮，鐘茂華，劉 暢，李全明

（1.清華大學工程物理系公共安全研究院，北京 100084；2.中國安全生產(chǎn)科學研究院 礦山采空區(qū)災(zāi)害防治應(yīng)急管理部重點實驗室，北京 100012）

0 引 言

在隧道中，車輛和各類構(gòu)筑物均能對隧道產(chǎn)生阻塞作用，從而影響隧道風流結(jié)構(gòu)。 關(guān)于阻塞作用對隧道火災(zāi)的影響研究主要集中在車輛障礙物對煙氣擴散規(guī)律和最高頂棚溫度模型等方面，LI 等［1］通過模型試驗研究了隧道內(nèi)車輛障礙物對最高頂棚溫度的影響；HU 等［2］提出了考慮障礙物與火源位置的距離的最高頂棚溫度模型；TANG 等［3］進一步研究了障礙物與火源位置相鄰情況下的最高頂棚溫度變化規(guī)律；劉方等［4］通過研究橫截面系數(shù)對最高頂棚溫度的影響，對Kurioka 模型進行了驗證，發(fā)現(xiàn)Kurioka 提出的最高頂棚溫度模型對于橫截面系數(shù)≥1的地鐵區(qū)間隧道較為適用，對于斷面系數(shù)＜1的工況適用性不強；楊宇軒等［5］開展了含坡度隧道車輛阻塞下的全尺寸火災(zāi)試驗研究，揭示了車輛阻塞條件下含坡度隧道的火災(zāi)煙氣特性和運移擴散規(guī)律。 TIAN 等［6］則研究了頂棚障礙物對隧道火災(zāi)煙氣控制臨界風速的影響，并基于虛擬火源提出了臨界風速模型。 風門是地下空間中最重要的構(gòu)筑物之一，風門的開閉模式可以改變隧道截面的阻塞比，從而達到隔絕隧道或限制通過隧道的風量的目的，確保需風地點的風量要求［7-9］。 關(guān)于風門調(diào)節(jié)的研究主要集中于對于通風網(wǎng)絡(luò)風量調(diào)節(jié)、防治瓦斯突出等災(zāi)害方面［10-12］，火風壓和節(jié)流效應(yīng)也是目前的研究重點［13-15］。 通過風門調(diào)節(jié)改變隧道阻塞比研究隧道火災(zāi)危險性的研究較少，王凱等［16-17］通過FDS 模擬研究了遠程控制風門的開閉對于隧道網(wǎng)絡(luò)火災(zāi)煙氣蔓延的影響。 筆者基于調(diào)節(jié)風門的開閉模式來改變起火隧道的阻塞比，通過全尺寸試驗分析不同工況下的風流結(jié)構(gòu)和火災(zāi)危險性，提出通過改變風門的模式控制隧道火災(zāi)煙氣擴散的有效方法。

1 試驗方法

1.1 試驗概況

試驗在某試驗基地火災(zāi)試驗區(qū)完成。 隧道通風網(wǎng)絡(luò)如圖1 所示，通過軸流風機排風調(diào)節(jié)通風網(wǎng)絡(luò)風量，軸流風機額定風量為27.0 m3/s。 進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量可通過1 號風門和2 號風門調(diào)節(jié)，1號風門和2 號風門均為調(diào)節(jié)風門，其中1 號風門為雙向無壓風門，2 號風門為雙扇普通風門，2 號風門上設(shè)有風窗A、風窗B，通過控制風門和風窗的開閉可以調(diào)節(jié)進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量。 火災(zāi)試驗區(qū)試驗段隧道直線長度為32.0 m，上半部分為直徑3.2 m 的半圓形，下半部分為長3.2 m，高1.6 m的矩形，不同火源功率條件下試驗如圖2 所示。通過對火災(zāi)試驗區(qū)隧道溫度場的測量，研究了不同火源功率下，風門調(diào)節(jié)對隧道火災(zāi)煙氣擴散的影響。

圖1 隧道通風網(wǎng)絡(luò)Fig.1 Tunnel ventilation network

1.2 試驗工況

試驗共設(shè)置18 種工況，具體工況見表1。 每種工況至少重復3 次試驗以確保試驗數(shù)據(jù)的穩(wěn)定性。 試驗使用甲醇作為燃料，通過改變底面積為0.5 m2的鑄鐵油盤的個數(shù)來改變火源功率，甲醇燃料的初始厚度為2 cm，油盤上邊緣距隧道地面高度為0.25 m，火源點位于距離2 號風門5.9 m 處，試驗現(xiàn)場如圖2 所示。 1 號風門和2 號風門的位置如圖1 所示，其中1 號風門的開啟方式為開啟和關(guān)閉2 種，2 號風門的開啟方式分為關(guān)閉，開啟，風窗A 開啟、B 開啟，風窗A 開啟、風窗B 關(guān)閉等4種模式，如圖3 所示。

圖2 試驗現(xiàn)場Fig.2 Experiment scenes

表1 隧道火災(zāi)試驗工況Table 1 Cases of experiments for tunnel fire

圖3 2 號風門的開閉方式Fig.3 Open/close modes for No.2 air door

1.3 試驗測點布置

試驗中對溫度和風速2 個特性參數(shù)進行了測量。 關(guān)于溫度測量，采用直徑1 mm 的K 型鎧裝熱電偶對火源附近溫度較高區(qū)域溫度進行了實時監(jiān)測，測量火源區(qū)域溫度，使用NI SCXI-1000 數(shù)據(jù)記錄儀對熱電偶數(shù)據(jù)進行采集，測點布置如圖4、圖5a所示。 在遠離火源區(qū)域，采用一線總線分布式測溫系統(tǒng)測試隧道中心面縱向溫度分布，測點布置如圖4、圖5b 所示。

圖4 溫度測點布置Fig.4 Planform of temperature measurement points

圖5 溫度測點布置截面Fig.5 Sectional diagram of temperature measurement points

關(guān)于風速測量，一方面，為了獲得更加穩(wěn)定、準確的隧道截面風速，在試驗前，對隧道各斷面風速進行測量，試驗采用加野多通道風速儀。 如圖6 所示，將隧道截面平均分割為0.6 m×0.6 m 網(wǎng)格，采用23支風速探頭對隧道斷面風速實時測量，采集頻率為1 Hz，采集2 min，在火災(zāi)試驗區(qū)隧道內(nèi)截面風速的測試間隔為1.5 m，如圖7 所示。 另一方面，在試驗過程中，對于2 號風門的入口風速進行了實時測量，測點如圖3 所示。 風速值均為風速探頭記錄數(shù)據(jù)的平均值。

圖6 風速測點布置截面Fig.6 Sectional diagram of air speed measurement points

圖7 風速測試截面Fig.7 Planform of air speed measurement points

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 隧道風流結(jié)構(gòu)

2.1.1 隧道風速分布

風門的調(diào)節(jié)方式?jīng)Q定了進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量。 各工況下通過2 號風門的平均風速以及根據(jù)平均風速計算的風量，如圖8 所示。 當1 號風門開啟和2 號風門2 個風窗同時開啟時，通過風門的平均風速最小，而當1 號風門開啟條件下2 號風門僅開啟風窗A 和風窗B 工況下，進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量最小。 當1 號風門關(guān)閉而2 號風門開啟工況下，進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量最大，達到20.73 m3/s。 當1號風門關(guān)閉而2 號風門僅開啟風窗A 工況下，通過風窗A 的局部風速最大，達到14.44 m/s，但由于通風面積較小，因此進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量較小。

圖8 各工況下通過2 號風門的風速、風量Fig.8 Air speed and air quantity for No.2 air door

對于火源橫截面和隧道中心線豎直截面風速分布以工況2 和工況6 為例，火源橫截面風速分布和隧道中心線豎直截面風速分布如圖9、圖10 所示。

圖9 火源橫截面風速分布Fig.9 Air speed profile of fire source cross section

在火源橫截面上，以火源為中心，火源右側(cè)距火源距離為正，左側(cè)為負。 結(jié)合圖9 和圖10 可知，工況2 中，火源橫截面距離2 號風門5.9 m，在橫截面上風速較為對稱，且在豎直方向存在顯著的梯度分布，通風風流在距離2 號風門22 m 以后，斷面風速基本趨于穩(wěn)定，風速為0.93 ～1.16 m/s。 對于工況6，在2 號風門僅開啟風窗B 條件下，由于只開啟一扇風窗，火源橫截面風流結(jié)構(gòu)相對于隧道中心線不對稱，隧道中心面縱向風速分布也較為紊亂，且無明顯穩(wěn)定截面。

圖10 隧道中心線豎直截面風速分布Fig.10 Air speed profile of vertical section along tunnel centerline

2.1.2 隧道風量衰減模型

結(jié)合圖1 和圖8 可知，當1 號風門關(guān)閉時，乏風風流只從2 號風門通過后經(jīng)由通風口排出。 工況3、工況5 和工況6 通過2 號風門的風量分別為20.73、16.75 和10.23 m3/s，上述工況對應(yīng)的阻塞比為0.541、0.845 和0.923。

由此可知，隨著阻塞比增大，隧道風流在受到風門的局部阻力影響下，風量不斷衰減。 考慮臨界條件，當阻塞比為1 時，風流無法通過，則風量為0。風量隨阻塞比的衰減如圖11 所示，通過數(shù)據(jù)擬合可以得到風量隨阻塞比的衰減模型為

式中：V為風量，m3/s；r為阻塞比。

圖11 風量衰減模型Fig.11 Air flow attenuation model

通過衰減模型可以計算，當阻塞比為0 時，隧道風量為21.2 m3/s，而隧道風量軸流風機的額定風量27 m3/s，則風量在沿程阻力作用下?lián)p失的風量為5.8 m3/s。 綜上所述，該模型可根據(jù)隧道阻塞比的變化預(yù)測隧道阻塞作用下的風量損失，同時可以計算沿程阻力損失的風量。

2.2 隧道溫度分布

對于隧道溫度分布，最高拱頂溫度和人眼高度處溫度是判別火災(zāi)危險性的重要指標，研究中的試驗隧道襯砌為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，研究表明［18］，當鋼筋混凝土在高于200 ℃溫度下持續(xù)7 min 后，內(nèi)襯鋼筋即開始破壞。 人體對高溫煙氣的忍耐是有限的，大量研究表明［19-20］，65 ℃為人體可短時間呼吸的極限煙氣溫度。 若隧道初始溫度記為常溫20 ℃，則最高拱頂處和人眼高度處的臨界溫升分別為180 ℃和45 ℃。 溫升高于臨界溫升則具有較高危險性。 溫度取值均為穩(wěn)定燃燒階段溫度的平均值。

2.2.1 自然通風工況

1）隧道縱向拱頂溫升。 工況1、工況7 和工況13 分別表示不同熱釋放速率下2 號風門關(guān)閉的工況，此3 種工況下，由于2 號風門關(guān)閉，風流無法進入火災(zāi)試驗區(qū)，形成了獨頭結(jié)構(gòu)。 圖12 為此3 種工況下隧道縱向拱頂溫度的溫升，以火源為中心。

以通風方向為正方向，火源上風向至火源距離為負，火源下風向至火源距離為正。 當火源功率為0.50、1.00 MW 時，隧道拱頂溫升高于180 ℃，根據(jù)拱頂溫度衰減趨勢可以看出，當火源功率為0.50 MW時，火源下風向0.5 m 范圍內(nèi)隧道拱頂溫升高于180℃，當火源功率為1.00 MW 時，該范圍為2 m。 此外，由于2 號風門關(guān)閉，隧道一端形成堵頭結(jié)構(gòu)，因此火源燃燒釋放的熱量會沿火源上風向大量蓄積，從圖12 可以看出，關(guān)于火源對稱的拱頂溫度測點上風向溫度明顯高于下風向溫度。 因此，當火災(zāi)區(qū)域無通風作用，則火災(zāi)煙氣在火羽流作用下迅速向隧道拱頂浮動，通過對流換熱使得拱頂溫度急劇升高，對于隧道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性具有巨大的破壞作用。

圖12 自然通風條件下隧道縱向拱頂溫升Fig.12 Excess ceiling temperature along tunnel under natural ventilation

2）隧道中心面縱向溫升分布。 此3 種工況下隧道中心面縱向溫度分布如圖13 所示，隨著火源增大，隧道溫度場溫升顯著增加；對于人眼高度處（1.8 m高度）溫升，當火源功率為1 .00 MW 時，人眼高度處溫升在沿隧道縱向方向為45 ℃左右，對于人員逃生具有較高的危險性。

圖13 自然通風條件下隧道中心面縱向溫升分布Fig.13 Excess temperature profile of vertical sectionalong tunnel centerline under natural ventilations

綜合上述，2 個特征溫度的溫升情況可以看出，當火源功率高于1.00 MW 時，無論是隧道拱頂還是人眼高度處溫度均高于危險溫度。 因此對于功率大于1.00 MW 的火災(zāi)，隧道內(nèi)的火災(zāi)危險性較高，對火災(zāi)區(qū)域進行機械通風對于降低火災(zāi)危險性尤為必要。

2.2.2 機械通風工況

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)對比發(fā)現(xiàn)，對于不同功率火災(zāi)，在風門的不同調(diào)節(jié)模式下其溫度變化趨勢基本相同，且火源功率1.00 MW 時火災(zāi)危險性最大，因此筆者選取火源功率為1.00 MW 的甲醇池火各工況分析機械通風條件下隧道縱向拱頂溫升及隧道中心面縱向溫升分布。

1）隧道縱向拱頂溫升。 機械通風條件下隧道縱向拱頂溫升（圖14），可以看出，對于火源功率1.00 MW火災(zāi)，在機械通風作用下，各工況拱頂溫升均低于180 ℃，說明機械通風對于降低隧道拱頂溫度具有顯著效果。 對于通風對稱的工況（工況14—工況17），火源下風向拱頂溫度沿縱向方向先增高后降低，這是由于通風作用產(chǎn)生的切向力與火焰向上的浮升力共同作用使得火焰向下風向偏轉(zhuǎn)，作用在火焰上的風速越大，向下風向偏轉(zhuǎn)角度越大，最高拱頂溫度位置距離火源距離越遠，這與Kurioka 模型［21］是一致的。 從隧道拱頂溫度的蔓延規(guī)律可以看出，拱頂溫度隨縱向距離增大逐漸降低，在距火源17 m 前降溫梯度逐漸減小，在距火源17 m 后降溫梯度逐漸增大，這是由于拱頂風速的不穩(wěn)定造成的，由圖10 可知，隧道截面風速在距離2 號風門22 m 后基本趨于一致，而在22 m 之前，隧道拱頂風速則是沿縱向方向不斷上升，在22 m 后達到最大，因此，風速越大，通風作用對于煙氣的降溫作用越明顯，因此在隧道拱頂風速達到最大值后，隧道拱頂溫度下降梯度增大。對于工況18，由于通風風流不對稱，在縱向方向上，拱頂溫度幾乎保持恒定，且對于拱頂?shù)慕禍匦Ч^好。

圖14 機械通風條件下隧道縱向拱頂溫升Fig.14 Excess ceiling temperature alongtunnel under mechanical ventilations

圖15 機械通風條件下隧道中心面縱向溫度分布（1.00 MW）Fig.15 Excess temperature profile of vertical section along tunnel centerline under mechanical ventilations （1 .00 MW）

2）隧道中心面縱向溫升分布。 機械通風對于隧道中心面溫度分布的影響（圖15），對于通風風流對稱的工況（工況14—工況17），隧道中心面縱向溫度場在豎直方向上存在較為穩(wěn)定分層，維持了較好的層化結(jié)構(gòu)，但對于通風風流不對稱的工況（工況18），隧道中心面縱向溫度場呈現(xiàn)了完全不同的溫度結(jié)構(gòu)，這與不對稱風流的不穩(wěn)定性有關(guān)。 從圖中可以看出，當1 號風門關(guān)閉，2 號風門開啟時（工況15），該工況下進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量最大，通風作用對于隧道的降溫效果最佳。 而當1 號風門開啟，2號風門開啟風窗A 和風窗B 時（工況16），該工況下進入火災(zāi)試驗區(qū)的風量最小，人眼高度處溫升超過55 ℃，遠高于臨界溫升，工況14（1 號風門開啟，2 號風門開啟）同樣存在人眼高度處溫升超過45 ℃的情況，上述2 種工況下人眼高度處溫升甚至超過自然通風工況，這對于人員逃生是極為危險的。這是由于縱向風流雖然在一定程度上降低了隧道溫度場溫度，但可能對熱煙氣層的穩(wěn)定性造成一定程度的破壞，且由于通風切向力的作用，熱煙氣向下風向偏轉(zhuǎn)，使得隧道下部溫度升高，當熱煙氣對于人眼高度處的加熱作用高于通風的散熱作用時，人眼高度處溫度會升高，因此提供更大的風量對于冷卻隧道溫度場尤為重要。

綜合上述，2 個特征溫度的溫升情況可以看出，通風作用對于降低拱頂溫度效果顯著；局部風速對于隧道溫度場影響較小，當風量足夠大時，對于隧道溫度場的降溫效果最優(yōu)，一旦風量不足，通風作用下的風流強制對流作用無法有效冷卻向下風向偏轉(zhuǎn)的熱煙氣時，極易引起人眼高度處溫度升高，不利于人員逃生與救援。 因此在實際隧道火災(zāi)中，通過調(diào)節(jié)風門開閉模式，使得通過火災(zāi)試驗區(qū)的風量達到最大能夠有效的降低隧道危險性。 同時，當進入火災(zāi)區(qū)域的風流不對稱時，易造成隧道風流結(jié)構(gòu)以及溫度場不穩(wěn)定，該模式不利于提高隧道的安全性。

3 結(jié) 論

1）風門調(diào)節(jié)可以有效控制進入隧道的風速和風量，對稱風流通過風門后，經(jīng)過一段距離（22 m）的整流作用后在隧道截面上風速逐漸趨于均勻。 隧道通風沿程阻力損失隨阻塞比的增大不斷增大，通過試驗數(shù)據(jù)擬合獲得了考慮隧道阻塞比的隧道風量衰減模型，該模型可根據(jù)隧道阻塞比的變化預(yù)測隧道阻塞作用下的風量損失，同時可以計算沿程阻力損失的風量。

2）在自然通風條件下，當火源功率大于0.50 MW 時，火災(zāi)煙氣在火羽流作用下迅速向隧道拱頂浮動，拱頂溫度急劇升高對于隧道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性具有巨大的破壞作用。 通風作用對于降低隧道拱頂溫度和降低隧道溫度場溫度具有顯著效果，但通風風量較小時，通風作用易引起人眼高度處溫度升高，不利于人員逃生與救援。

3）對于隧道火災(zāi)，局部風速的提高對于降低火災(zāi)危險性效果不顯著，通過調(diào)節(jié)風門減小使得經(jīng)過起火區(qū)域風量最大有助于提高隧道的安全性；不對稱風流易造成風流結(jié)構(gòu)的紊亂，使得隧道煙氣溫度分布不穩(wěn)定。