張升耀，董毓利，王慧青，段進(jìn)濤，鄭 威

(1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021； 2.廈門工學(xué)院 建筑與土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021)

0 引言

沉管隧道工程環(huán)境復(fù)雜，一旦發(fā)生火災(zāi)事故，后果不堪設(shè)想[1-3]。沉管隧道火災(zāi)試驗(yàn)體量較大，為保證試驗(yàn)安全性，可在野外臨時(shí)試驗(yàn)場(chǎng)地建造試驗(yàn)爐，但會(huì)造成經(jīng)濟(jì)性與安全性相互矛盾[4-5]。為最大化試驗(yàn)構(gòu)件利用率會(huì)進(jìn)行多次火災(zāi)試驗(yàn)，煙道被重復(fù)使用且存在短期改造可能。因此，煙道設(shè)計(jì)需同時(shí)考慮安全性、經(jīng)濟(jì)性及改建便捷性。

實(shí)驗(yàn)室用煙道常發(fā)生高溫故障，相關(guān)學(xué)者針對(duì)試驗(yàn)爐煙道問題展開研究：段進(jìn)濤等[6]提出改進(jìn)熱平衡法，使用FDS(Fire Dynamics Simulator)模擬火災(zāi)試驗(yàn)爐，發(fā)現(xiàn)火災(zāi)試驗(yàn)爐內(nèi)溫度場(chǎng)并非完全均勻分布，且煙道位置溫度高于爐室平均溫度；陳榮淋[7]利用FDS模擬火災(zāi)試驗(yàn)爐燃燒，通過分析火災(zāi)試驗(yàn)爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布發(fā)現(xiàn)，火災(zāi)試驗(yàn)爐煙道口位置溫度較高，提出試驗(yàn)爐建造應(yīng)加強(qiáng)煙道與爐體連接處。關(guān)于煙道性能研究主要集中在煙道排煙效率、煙道位置布置對(duì)排煙影響等方面[8-9]，關(guān)于煙道內(nèi)部溫度分布研究較少，針對(duì)高溫條件下煙道破損未提出有效解決辦法。

煙道破壞使試驗(yàn)被迫終止，造成經(jīng)濟(jì)損失同時(shí)帶來一定安全隱患。試驗(yàn)過程中，必須同時(shí)考慮煙道安全性、經(jīng)濟(jì)性、改建便捷性。本文提出自帶降溫系統(tǒng)煙道設(shè)計(jì)方案，通過FDS數(shù)值模擬研究煙道內(nèi)溫度場(chǎng)分布，并通過實(shí)際隧道火災(zāi)試驗(yàn)驗(yàn)證自帶降溫?zé)煹揽煽啃耘c實(shí)用性。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)與數(shù)值模擬分析

1.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

火災(zāi)試驗(yàn)煙氣溫度一般大于1 000 ℃，且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，沉管隧道臨時(shí)火災(zāi)試驗(yàn)爐采用砌筑煙道，工期短且成本低，但高溫會(huì)導(dǎo)致砌筑煙道出現(xiàn)裂縫、剝落等安全問題，可通過水噴淋方式對(duì)煙道中高溫?zé)煔饨禍?。沉管隧道火?zāi)試驗(yàn)縱斷面如圖1所示。由圖1可知，火災(zāi)試驗(yàn)爐設(shè)于沉管隧道內(nèi)部，黏土磚砌筑兩側(cè)爐墻，爐墻內(nèi)壁覆蓋防火棉，爐室其他部位有防火板覆蓋；煙道由右下孔洞延伸至隧道外部，在煙道前端設(shè)置水噴淋系統(tǒng)，噴淋頭下方設(shè)置排水坡及排水口；隧道火災(zāi)場(chǎng)景設(shè)計(jì)依據(jù)RABT隧道火災(zāi)曲線[10]，采用熱平衡法控制爐溫,試驗(yàn)升溫2 h；火源為2臺(tái)燃燒機(jī)，單機(jī)熱功率約1.3 MW，燃燒機(jī)安裝在爐室左側(cè)，煙氣由左至右排出?；馂?zāi)試驗(yàn)爐建造前，采用FDS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，研究煙道溫度場(chǎng)分布情況，并檢驗(yàn)煙道設(shè)計(jì)方案可行性。

圖1 沉管隧道火災(zāi)試驗(yàn)縱斷面

1.2 數(shù)值模擬分析

火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬軟件FDS[11]對(duì)火災(zāi)及煙氣模擬能力較好，常用功能包括火源設(shè)置、燃燒模型以及水噴淋系統(tǒng)等。為簡(jiǎn)化試驗(yàn)方案，作以下假設(shè)條件：

1)燃燒采用簡(jiǎn)單熱解模型[12]，保持火源功率相同。

2)爐室內(nèi)鋪設(shè)防火板、防火棉，表面設(shè)置為絕熱類型。

3)煙道中黏土磚和混凝土導(dǎo)熱率低，表面設(shè)置為惰性類型。

4)僅模擬沉管隧道火災(zāi)升溫段。

爐室和煙道計(jì)算空間，如圖2所示。爐室和煙道計(jì)算空間分別為3 m×1.8 m×1.8 m、0.6 m×0.6 m×3.9 m。網(wǎng)格尺寸采用1/8～1/12特征火焰直徑，特征火焰直徑D*[13]如式(1)所示:

圖2 計(jì)算空間

(1)

計(jì)算空間選用方形網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量采用基于快速傅里葉變換(FFTs)的泊松求解器設(shè)置。在合理范圍內(nèi)，計(jì)算網(wǎng)格尺寸由大逐漸減小，最終2次計(jì)算結(jié)果相近，此時(shí)網(wǎng)格尺寸基本滿足精度要求。2種不同尺寸網(wǎng)格模擬計(jì)算，耗時(shí)越短，計(jì)算效率越高。模擬過程0.10 m×0.10 m×0.10 m 、0.15 m×0.15 m×0.15 m 2種尺寸網(wǎng)格模擬結(jié)果相近，但精細(xì)網(wǎng)格會(huì)延長(zhǎng)計(jì)算時(shí)間，實(shí)際模擬時(shí)長(zhǎng)約為粗糙網(wǎng)格5倍。因此，試驗(yàn)最終選用0.15 m×0.15 m×0.15 m網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，可兼顧計(jì)算精度與計(jì)算效率。

爐室燃燒模型為簡(jiǎn)單熱解模型,燃燒反應(yīng)為METHANE(甲烷) 燃燒反應(yīng)，單一火源功率1.3 MW。在火源四周設(shè)置通風(fēng)(supply)表面，通風(fēng)速率由燃燒化學(xué)反應(yīng)方程式確定。假設(shè)甲烷完全燃燒，化學(xué)反應(yīng)如式(2)所示:

(2)

由FDS模擬結(jié)果可知，可燃?xì)怏w消耗速率MLR_FUEL為0.049 8 kg/s，O2質(zhì)量消耗速率如式(3)所示:

Vm(O2)=4*MLR_FUEL

(3)

標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下空氣密度ρ、空氣中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω等參數(shù)見表1。

表1 空氣參數(shù)

通風(fēng)表面噴入空氣體積流速如式(4)所示:

VV(AIR)=Vm(O2)/(ω*ρ)

(4)

火源模型如圖3所示。圖中矩形尺寸均為0.15 m×0.15 m，中間矩形為火源表面，四周為通風(fēng)表面。采用熱平衡法控制爐溫，由式(4)計(jì)算通風(fēng)表面進(jìn)風(fēng)速率VV(AIR)，經(jīng)修正每個(gè)單元通風(fēng)表面(共4個(gè)單元)進(jìn)風(fēng)速率為0.15 m3/s。爐室表面設(shè)置adiabatic(絕熱表面)，煙道表面設(shè)置inert(惰性表面)，煙道出口設(shè)置open(開放表面)。

圖3 火源模型

利用3個(gè)水噴淋頭對(duì)熱煙氣降溫，噴淋頭布置如圖1所示。噴淋頭水流量35 L/min,噴射角度3°，60°。

爐室布置9個(gè)熱電偶(THCP)測(cè)量爐室溫度，煙道內(nèi)設(shè)置4個(gè)測(cè)點(diǎn)測(cè)量煙道煙氣溫度,其中1個(gè)測(cè)點(diǎn)位于距離排煙口前端0.25 m處，其余3個(gè)測(cè)點(diǎn)間隔0.5 m連續(xù)布置在噴淋頭(NOZZLE)后，測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。模擬時(shí)長(zhǎng)2 h，采用LES(大渦模擬)計(jì)算模式。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置

1.3 模擬結(jié)果

爐室橫截面溫度分布如圖5所示。爐室溫度短時(shí)間(約5 s)內(nèi)上升至約1 300 ℃，持續(xù)燃燒放熱狀態(tài)相對(duì)穩(wěn)定。爐室縱截面溫度云圖如圖6所示。由圖5～6可知，爐溫溫度場(chǎng)相對(duì)均勻，火源噴射處火焰溫度相對(duì)最高。

圖5 爐室橫截面溫度

圖6 縱截面溫度

煙道溫度場(chǎng)前端溫度略有升高，經(jīng)水噴淋段降溫后呈梯度下降，最終下降至600 ℃左右。整個(gè)系統(tǒng)模擬測(cè)點(diǎn)溫度如圖7所示。經(jīng)水噴淋降溫，煙氣平均溫度約580 ℃，煙道大部分熱煙氣溫度不超過700 ℃。無噴淋措施縱截面溫度場(chǎng)如圖8所示，煙氣溫度持續(xù)大于1 000 ℃，煙道長(zhǎng)時(shí)間高溫使砂漿砌筑煙道開裂、剝落最終導(dǎo)致漏煙。據(jù)資料顯示，室內(nèi)火災(zāi)場(chǎng)景下120 mm厚混凝土板單面受火2 h，混凝土背火面溫度僅100 ℃[14]，黏土磚與混凝土屬熱惰性材料，導(dǎo)熱率較低，升溫速率較慢，在模擬試驗(yàn)中，損壞幾率較小。因此，煙道升溫工況下運(yùn)行2 h較安全。

圖7 整個(gè)系統(tǒng)模擬測(cè)點(diǎn)溫度

圖8 無噴淋措施的縱截面溫度

模擬結(jié)果顯示，帶水噴淋降溫?zé)煹?，可有效解決砌筑煙道易開裂漏煙問題，并在煙道安全性、經(jīng)濟(jì)性、改建便捷性設(shè)計(jì)中找到合理平衡點(diǎn)。爐室與煙道連接處頂板溫度較高，在實(shí)際煙道建造過程中需加強(qiáng)防火保護(hù)。經(jīng)水噴淋降溫排出煙氣溫度約500 ℃，高溫將威脅試驗(yàn)人員生命安全，需對(duì)煙道末端排出煙氣作進(jìn)一步降溫處理。

2 沉管隧道火災(zāi)試驗(yàn)

2.1 火災(zāi)試驗(yàn)設(shè)計(jì)

基于FDS對(duì)沉管隧道高溫火災(zāi)試驗(yàn)爐設(shè)計(jì)方案進(jìn)行驗(yàn)證，對(duì)爐室和煙道連接處頂板位置做好防火保護(hù)，并對(duì)煙道排出煙氣進(jìn)行二次降溫處理。根據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)范，防火設(shè)計(jì)在RABT升溫曲線下耐火極限不低于2 h，因此，火災(zāi)試驗(yàn)升溫時(shí)間設(shè)置為2 h，降溫時(shí)間110 min[15]?；馂?zāi)試驗(yàn)熱源為2臺(tái)WZL120PF型燃燒機(jī)，單機(jī)熱功率1.3 MW。燃燒機(jī)安裝在爐室側(cè)墻，如圖9所示。

圖9 燃燒機(jī)

煙道凈截面尺寸0.5 m×0.5 m，煙道末端利用預(yù)制冷卻罐進(jìn)行二次降溫，如圖10所示。采用黏土磚水泥砂漿砌筑側(cè)墻，需確保砂漿塞縫密實(shí)，側(cè)墻厚370 mm。煙道前端頂部高溫區(qū)加強(qiáng)構(gòu)造如圖11所示，采取防火棉覆蓋及加大頂板混凝土厚度等措施降低漏煙機(jī)率。采用2 mm鍍鋅鋼板作為底模板與混凝土整體澆筑，鍍鋅鋼板底放置直徑12 mm鋼筋加強(qiáng)支撐，防止鍍鋅鋼板燒壞導(dǎo)致排煙道頂板塌陷，間距0.4 m。水噴淋頭如圖12所示，在鍍鋅鋼板上鉆孔，將水噴淋頭安裝在預(yù)定位置，并利用高溫玻璃膠固定。鍍鋅鋼板先鋪設(shè)2層不銹鋼網(wǎng)然后澆筑混凝土，混凝土厚120 mm。煙道砌筑實(shí)況如圖13所示。

圖10 冷卻罐

圖11 高溫區(qū)加強(qiáng)構(gòu)造

圖12 水噴淋頭

圖13 煙道砌筑

爐室溫度測(cè)量采用6根鉑銠熱電偶，煙氣溫度測(cè)量采用K型熱電偶，最終排出煙氣溫度由引風(fēng)機(jī)出風(fēng)口前端設(shè)置K型熱電偶F-4測(cè)量,煙道混凝土頂板上表面設(shè)置K型熱電偶測(cè)點(diǎn)F-5測(cè)量表面溫度。降溫段停止燃燒機(jī)燃燒，只鼓入空氣，引風(fēng)機(jī)抽出火災(zāi)爐內(nèi)空氣，達(dá)到降溫目的。共進(jìn)行4次平行試驗(yàn)，升溫階段120 min，降溫階段110 min。采用安捷倫(34980A)溫度采集儀采集溫度數(shù)據(jù)。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

每組火災(zāi)試驗(yàn)約230 min,試驗(yàn)各測(cè)點(diǎn)溫度如圖14所示。由圖14可知，爐室溫度上升較快，約10 min達(dá)到升溫曲線拐點(diǎn)，符合RABT升溫曲線特點(diǎn)；試驗(yàn)1、2平均爐溫1 300 ℃，試驗(yàn)3、4平均爐溫1 230 ℃；爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布不均勻，但不均勻性較?。粻t室內(nèi)高溫?zé)煔膺M(jìn)入煙道時(shí)溫度與爐溫一致，進(jìn)入煙道后因水噴淋降溫作用，煙氣溫度下降700 ℃，如圖14(e)所示(Ts試驗(yàn)爐溫，Tm煙道煙氣溫度)，水噴淋降溫作用明顯，最終排出煙氣溫度約70 ℃。4次試驗(yàn)過程中，排煙始終通暢，煙道本身沒有出現(xiàn)明顯裂縫，煙道附近沒有明顯煙氣外溢現(xiàn)象，說明水噴淋降溫?zé)煹滥鼙ＷC正常排煙，且耐久性良好，可進(jìn)行多次重復(fù)使用。試驗(yàn)結(jié)束后檢查爐室發(fā)現(xiàn)，爐室煙氣出口處部分被水浸漬，說明水噴淋系統(tǒng)存在多余水進(jìn)入爐室，原因可能是排水設(shè)計(jì)沒有完全發(fā)揮作用，試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意加強(qiáng)完善排水設(shè)計(jì)，避免過多噴淋水進(jìn)入爐室。

圖14 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度

3 模擬試驗(yàn)對(duì)比分析

將數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與火災(zāi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖15所示。由圖15可知，模擬溫度與試驗(yàn)溫度相近；火災(zāi)試驗(yàn)燃燒達(dá)到穩(wěn)定時(shí)間大于數(shù)值模擬；在燃燒穩(wěn)定階段，試驗(yàn)1、2火災(zāi)試驗(yàn)爐溫與模擬爐溫基本一致，試驗(yàn)3、4火災(zāi)試驗(yàn)爐溫溫度低于數(shù)值模擬；煙道中熱煙氣試驗(yàn)溫度高于數(shù)值模擬溫度，最大溫差約90 ℃。

圖15 模擬、試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

火災(zāi)試驗(yàn)煙道內(nèi)煙氣溫度高于數(shù)值模擬，原因可能是數(shù)值模擬中噴淋水被充分霧化，而試驗(yàn)中因水壓等客觀因素，噴淋水沒有被充分霧化，降溫效果不佳。噴淋頭安裝時(shí)其噴水點(diǎn)距煙道頂板存在一定距離h，煙道橫截面上部空間存在噴淋水無法作用區(qū)域，如圖16所示，部分熱煙氣未被降溫而直接溢出。試驗(yàn)采用冷卻罐中循環(huán)水進(jìn)行噴淋降溫，循環(huán)水隨試驗(yàn)延長(zhǎng)溫度上升，噴淋冷卻效果降低。

圖16 水噴淋區(qū)域

為找到最終影響因素，使用FDS對(duì)影響因素作參數(shù)分析。噴淋水不同平均粒徑水滴(Median Diameter)與煙道煙氣平均溫度變化曲線如圖17所示，當(dāng)水滴粒徑為300～1 200 μm，煙氣平均溫度與水滴平均粒徑呈線性增長(zhǎng)關(guān)系，表明噴淋系統(tǒng)水壓不足，霧化效果不佳情形下，噴淋降溫效果變差，煙道煙氣溫度不斷升高。其他條件一定，未經(jīng)水噴淋降溫區(qū)域大小與噴淋頭至頂板垂直距離h相關(guān)，不同h值對(duì)應(yīng)煙道平均溫度關(guān)系如圖18所示。由圖18可知，當(dāng)h≤100 mm時(shí)，煙氣平均溫度基本不變；當(dāng)h為100～200 mm時(shí)，煙氣溫度隨h增大而升高，表明上部未噴淋區(qū)域較小時(shí)，熱煙氣溢出量相對(duì)較少，對(duì)煙氣整體溫度影響較小，但當(dāng)未噴淋區(qū)域超過一定限值時(shí)，影響作用明顯增大。

圖17 煙氣平均溫度-水滴平均粒徑曲線

圖18 煙氣平均溫度-垂直距離曲線

霧化后冷卻水與熱煙氣接觸汽化過程吸熱，吸熱降溫效果與初始溫度相關(guān)，初始溫度越低汽化吸熱越大，降溫效果越好?；馂?zāi)試驗(yàn)時(shí)冷卻水循環(huán)使用，點(diǎn)火15 min后水溫50 ℃，?；饡r(shí)水溫約80 ℃。水溫較高，導(dǎo)致噴淋降溫效果低于數(shù)值模擬常溫水，煙氣平均溫度試驗(yàn)值高于模擬值。煙氣平均溫度試驗(yàn)與模擬誤差分析見表2。

表2 煙氣平均溫度試驗(yàn)與模擬誤差分析

水噴淋系統(tǒng)對(duì)熱煙氣降溫效果明顯，溫度降低700 ℃，模擬與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，煙道外表面最高溫度約80 ℃，且溫度上升緩慢，模擬假定煙道inert(惰性)表面類型與實(shí)際相符。因此，F(xiàn)DS模擬準(zhǔn)確性較高，在復(fù)雜工程計(jì)算中具有可行性。

4 結(jié)論

1)帶水噴淋砌筑煙道，可滿足沉管隧道火災(zāi)試驗(yàn)煙道需求，為野外沉管隧道火災(zāi)試驗(yàn)煙道設(shè)計(jì)提供經(jīng)驗(yàn)借鑒。

2)水噴淋系統(tǒng)可降低煙氣溫度，煙氣溫度降低700 ℃，能減小熱煙氣對(duì)煙道損害，解決煙道開裂漏煙問題，使砌筑煙道適用范圍擴(kuò)大。

3)噴淋水可能存在“過噴”現(xiàn)象，為保證水噴淋降溫效果，加強(qiáng)對(duì)回落地面噴淋水處理，避免過多噴淋水進(jìn)入爐室，影響試驗(yàn)進(jìn)行。

4)FDS模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為8.6%，說明FDS模擬沉管隧道火災(zāi)試驗(yàn)及水噴淋對(duì)熱煙氣降溫可行。