程學(xué)友，趙亞平，陳 洋，趙淑云，陳宜漢

（1.青島地鐵集團(tuán)有限公司，山東青島 266000；2 中鐵第六勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，天津 300308）

0 引言

與一般的地鐵隧道相比，特長(zhǎng)、乘客多的過海區(qū)間隧道發(fā)生事故或?yàn)?zāi)害的概率更大。火災(zāi)占地鐵事故的46%［1］，此外，在火災(zāi)中，85%的受害者是由窒息或濃煙引起的［2］。所以，通風(fēng)排煙系統(tǒng)仍然是隧道防災(zāi)減災(zāi)的重要支撐，防災(zāi)減災(zāi)的關(guān)鍵是通風(fēng)能力［3-4］。

研究隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)的方法，主要包括工程類比、數(shù)值模擬和理論分析［5-7］。在理論分析的基礎(chǔ)上，Lugin等提出了一種基于縱向水平通風(fēng)的雙線隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)［8］。應(yīng)用火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬軟件，朱常琳等驗(yàn)證了區(qū)間隧道臨界風(fēng)速對(duì)兩端縱向通風(fēng)的影響［9］。應(yīng)用數(shù)值模擬方法，高乃平等定量了風(fēng)井位置、數(shù)量及其組合對(duì)自然通風(fēng)的影響［10］。在自然通風(fēng)條件下，運(yùn)用數(shù)值模擬，Zhong等研究了主隧道和連通道對(duì)氣流的影響，并預(yù)測(cè)了受坡度影響的氣體溫度［11］。利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)和定量分析，Li等檢驗(yàn)了機(jī)械縱向通風(fēng)對(duì)隧道火災(zāi)放熱率的影響，并提出了隧道火災(zāi)放熱率相對(duì)增量模型［12］。抑制與控制熱災(zāi)害是隧道通風(fēng)的難點(diǎn)，Tian等開展了向火災(zāi)隧道中細(xì)水霧滅火降溫中的噴霧參數(shù)優(yōu)化研究［13］。立足于長(zhǎng)距離、大斷面和淺埋暗挖的長(zhǎng)江水下隧道，針對(duì)通風(fēng)排煙系統(tǒng)和氣流組織的設(shè)計(jì)問題，張之啟提出了大斷面和小斷面方案［14-15］。基于地鐵過海區(qū)間隧道，運(yùn)用理論分析和數(shù)值模擬，朱祝龍等討論了火災(zāi)條件下的通風(fēng)豎井安裝和氣流組織［16-18］。從上述結(jié)論及其所涉及的方法來看，地鐵區(qū)間隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)研究仍不系統(tǒng)，尤其是，亟待系統(tǒng)深入開展通風(fēng)機(jī)組合對(duì)通風(fēng)排煙能力影響的試驗(yàn)研究。

首先，基于試驗(yàn)流體力學(xué)的相似理論和量綱原理，建立了地鐵過海區(qū)間隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)的模型試驗(yàn)裝置。其次，圍繞靜壓和風(fēng)速，開展了雙壓、雙壓一抽兩種通風(fēng)機(jī)組合對(duì)左右雙側(cè)行車道和左右兩邊排煙道的定量實(shí)測(cè)。再者，是探討了通風(fēng)機(jī)電功消耗與輸入變頻頻率值、行車道靜壓分布，以及行車道與排煙道風(fēng)速的因變關(guān)系，壓入風(fēng)量及排風(fēng)量的差異。最后，本文提出了一個(gè)新的準(zhǔn)則——性能系數(shù)，相當(dāng)于等效的風(fēng)流壓力，即總功率消耗值與流量的比值，量化通風(fēng)機(jī)組合而形成通風(fēng)排煙系統(tǒng)的性能。

1 工程依托及試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 工程原型

為了系統(tǒng)開展通風(fēng)機(jī)組合對(duì)通風(fēng)排煙性能影響的對(duì)比試驗(yàn)研究，搭建了地鐵區(qū)間隧道通風(fēng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b置，該模型試驗(yàn)裝置的原型是青島市地鐵8號(hào)線大洋站～青島北站區(qū)間隧道通風(fēng)系統(tǒng)。該地鐵8號(hào)線大青區(qū)間隧道，全長(zhǎng)約7.8 km，其中，下穿膠州灣海域段長(zhǎng)約5.4 km，形成了過海區(qū)間隧道。顯然，過海區(qū)間的海底隧道段無法設(shè)置區(qū)間風(fēng)井，是通風(fēng)排煙系統(tǒng)設(shè)計(jì)中的瓶頸性難題。為此，特采用礦山爆破法開挖區(qū)間隧道中置部分而預(yù)留專用排煙道頂板空間，以便構(gòu)造專用排煙子系統(tǒng)而支撐形成地鐵特長(zhǎng)過海區(qū)間隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)。

1.2 設(shè)計(jì)原則和比例大小

為了提高模型試驗(yàn)可靠性和測(cè)量數(shù)據(jù)精度，結(jié)合大青區(qū)間隧道礦山法段通風(fēng)排煙系統(tǒng)相似條件和特征的要求，模型試驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì)簡(jiǎn)則如下：

（1）模型試驗(yàn)尺寸的確定是根據(jù)實(shí)際隧道的基本特性，并符合壓力作用下形成均勻氣流這一必要條件。

（2）綜合經(jīng)濟(jì)因素、試驗(yàn)方法和設(shè)備性能，選擇高透光率的聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA）作為該試驗(yàn)系統(tǒng)維護(hù)結(jié)構(gòu)的材料。另外，為確保試驗(yàn)測(cè)量的可靠性和準(zhǔn)確性，選擇適當(dāng)?shù)拈L(zhǎng)度比。在確定過程中，該隧道原型設(shè)計(jì)風(fēng)速為2.5 m/s，斷面面積為57.5 m2，雷諾數(shù)為107量級(jí)；優(yōu)選雷諾相似準(zhǔn)則數(shù)，并且，合理運(yùn)用尼古拉茲粗糙區(qū)自模效應(yīng)；則模型流動(dòng)空氣雷諾數(shù)不低于105量級(jí)，暫定模型內(nèi)平均流速不低于2.5 m/s，則水力當(dāng)量直徑為0.592 m；模型與原型的水力當(dāng)量直徑比例值，取整確定為1：10，則斷面面積比為1：100。

（3）風(fēng)速比為1：1，模型試驗(yàn)應(yīng)滿足運(yùn)動(dòng)相似性要求，并易于實(shí)現(xiàn)動(dòng)力學(xué)相似性。

（4）為了滿足動(dòng)力相似性的要求，針對(duì)車輛活塞效應(yīng)、風(fēng)井連接局部阻力效應(yīng)和自然通風(fēng)等多種力，采用軸流通風(fēng)機(jī)等效風(fēng)壓力進(jìn)行模擬。各種比例見表1。

表1 模型與原型的比例數(shù)Ta.1 Ratio of model to prototype

1.3 模型試驗(yàn)裝置及其主要功能段位

圖1所示為總長(zhǎng)度為20 m的模型試驗(yàn)裝置，主要包括測(cè)試功能模塊和動(dòng)力功能模塊。動(dòng)力模塊主要由3個(gè)軸流通風(fēng)機(jī)與4口通風(fēng)豎井而構(gòu)成。測(cè)試模塊主要由傳感器、變送器、數(shù)據(jù)線纜和數(shù)據(jù)存儲(chǔ)等部件組成，提高了測(cè)定同步性和采存一體化。

圖1 模型實(shí)驗(yàn)裝置及其主要功能段Fig.1 Scaled experiment device and its main units

在圖1中，從最左端到最右端介紹了本模型試驗(yàn)裝置的主要功能段位。

（1）第1功能段位是4#風(fēng)井，它是左邊排煙道與室內(nèi)空氣相連的管段；第2功能段位是2#通風(fēng)機(jī)及其風(fēng)井，2#風(fēng)井是室內(nèi)空氣與左邊行車道相連的管段，該管段安設(shè)了2#通風(fēng)機(jī)，此通風(fēng)機(jī)為壓入式軸流風(fēng)機(jī)，額定功率11 kW。

（2）第3功能段位為左側(cè)行車道，示蹤油煙霧在其中釋放，繼而，煙霧與空氣流摻混，形成含煙氣流，含煙氣流從左向右流動(dòng)，再垂直轉(zhuǎn)向而穿過吊頂排煙口；經(jīng)過了吊頂排煙口的煙氣流，流向轉(zhuǎn)至水平，流過左邊排煙道或右邊排煙道，乃至左右兩邊排煙道。

（3）第4功能段位是左邊排煙道，排煙道和行車道的尺寸，如圖2所示；在圖2中，上部為排煙道剖面圖，下部有兩幅行車道，本試驗(yàn)研究?jī)H使用其中一幅行車道；此外，以吊頂排煙口為界，該行車道分別稱之為左側(cè)行車道和右側(cè)行車道。

圖2 截面尺寸Fig.2 Section and its sizes

（4）第5功能段位是左測(cè)量斷面。在測(cè)試平面上，布設(shè)了4支風(fēng)速傳感變送器和一支壓差傳感變送器；測(cè)定所用的傳感變送器類型、量程及精度等，見表2。

表2 傳感變送器主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of sensor-transmitter units

（5）第6功能段位是吊頂排煙口，是排煙道與行車道連通的唯一通風(fēng)附件。煙氣流從一側(cè)行車道通過吊頂排煙口傾瀉至排煙道兩側(cè)，煙氣流無法擴(kuò)散到另一條行車道，只能通過排煙口進(jìn)入排煙道。因此，煙氣流觀察是驗(yàn)證某一通風(fēng)機(jī)組合及其運(yùn)行參數(shù)匹配下通風(fēng)排煙系統(tǒng)有效與否的直接手段。在驗(yàn)證了通風(fēng)排煙有效性的前提下，尚需測(cè)量風(fēng)速和壓力值，以期量化通風(fēng)機(jī)組合及其通風(fēng)排煙性能系數(shù)。

（6）第7功能段位是右測(cè)量斷面；在該斷面上，設(shè)置有4支風(fēng)速傳感變送器和1支壓力傳感變送器，且與左測(cè)量斷面布設(shè)類似。

（7）第8功能段位是右邊排煙道；在該排煙道中的右測(cè)量斷面上，布設(shè)了一支風(fēng)速傳感變送器，且與左邊排煙道風(fēng)速傳感變送器布置一樣；因此，布設(shè)于右測(cè)量斷面或者左測(cè)量斷面上剩余的傳感變送器，即1支壓差傳感變送器和3支風(fēng)速傳感變送器均安裝在行車道內(nèi)，壓力傳感變送器位于行車道側(cè)壁，1支風(fēng)速傳感變送器居中于行車道，另外2支犬齒相錯(cuò)于行車道斷面。

（8）第9功能段位是3#通風(fēng)機(jī)及其風(fēng)井，第10功能段位是1#通風(fēng)機(jī)及其風(fēng)井。其中，3#通風(fēng)機(jī)為一臺(tái)抽出式軸流風(fēng)機(jī)，功率為5.5 kW；1#通風(fēng)機(jī)與2#通風(fēng)機(jī)型號(hào)相同。

（9）第11功能段位是數(shù)據(jù)中心。該中心是通風(fēng)機(jī)變頻調(diào)節(jié)控制臺(tái)，也是數(shù)據(jù)的實(shí)時(shí)、同步地存儲(chǔ)器。

上述功能段位，構(gòu)成了過海長(zhǎng)大地鐵區(qū)間隧道通風(fēng)排煙模型試驗(yàn)裝置。在試驗(yàn)裝置上，開展通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成通風(fēng)系統(tǒng)及其性能研究，首先需要開展試驗(yàn)前的一系列準(zhǔn)備工作。

2 試驗(yàn)準(zhǔn)備與密封維護(hù)

在本模型試驗(yàn)裝置及其數(shù)據(jù)實(shí)測(cè)中，流體介質(zhì)是氣體；顯然，倘若存在管道漏風(fēng)，將造成數(shù)據(jù)測(cè)量的粗大誤差。基于此，為了最大限度地消除漏風(fēng)的負(fù)面影響，試驗(yàn)裝置的檢漏與密封維護(hù)是必要的試驗(yàn)前準(zhǔn)備工作。在試驗(yàn)裝置具備了初步的密封性能的前提下，為了提高密封性能，尚需完成以下氣密性檢驗(yàn)和密封維護(hù)，具體步驟如下：

（1）在模型試驗(yàn)裝置的左側(cè)車道末端，打開一個(gè)可拆卸的蓋板，通過拆卸蓋板后空間，送入煙霧機(jī)，并放置于左側(cè)車道中部位置，最后，再次合上蓋板、擰緊螺帽而壓實(shí)O型圈。

（2）在數(shù)據(jù)中心的操作面板上，低頻啟動(dòng)一臺(tái)壓入式通風(fēng)機(jī)，持續(xù)2 min；然后緩慢增加輸入頻率，直至最大值50 Hz，持續(xù)2 min以上，完成密封瑕疵放大試驗(yàn)。

（3）將輸入頻率逐漸回調(diào)至小頻率值，例如6.4 Hz；在此工況下，通過遙控啟動(dòng)煙霧機(jī)，煙霧機(jī)釋放出油煙霧，油煙霧被流動(dòng)的氣流裹挾而形成煙霧流，油煙霧跟隨氣流而擴(kuò)散。

（4）當(dāng)油煙霧充滿模型試驗(yàn)裝置后，關(guān)閉通風(fēng)機(jī)，煙霧機(jī)繼續(xù)釋放油煙霧；同時(shí)，試驗(yàn)人員觀察是否有白色煙霧從裝置中蔓延出進(jìn)入室內(nèi)空氣；如果發(fā)現(xiàn)漏油煙霧點(diǎn)，標(biāo)記并拍攝視頻記錄，以備停機(jī)修復(fù)。

（5）利用密封膠等修復(fù)標(biāo)記的油煙霧泄露點(diǎn)，自然風(fēng)干24 h后，并重新從步驟（1）到（4）實(shí)施檢漏工作，最終，實(shí)現(xiàn)模型試驗(yàn)裝置的密封維護(hù)。

3 通風(fēng)機(jī)組合與行車道靜壓

3.1 煙霧觀察而篩選通風(fēng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)

在模型試驗(yàn)裝置上的煙霧機(jī)釋放出的油煙霧及其初始能量，高于根據(jù)相似原理和弗勞德準(zhǔn)則數(shù)而計(jì)算出的初速度；相比工程原型中的火災(zāi)煙氣弗勞德數(shù)，模型試驗(yàn)中的油煙霧慣性力占優(yōu)。這是其一，其二為確立合適通風(fēng)機(jī)組合及其運(yùn)行參數(shù)而高效排煙且防止煙氣流擴(kuò)散至異側(cè)行車道是主要的試驗(yàn)?zāi)康?，煙氣流是否能在濃度差擴(kuò)散、湍動(dòng)擴(kuò)散或者慣性作用下穿透吊頂排煙口而侵入右側(cè)行車道，則主要取決于通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成通風(fēng)排煙方式，進(jìn)一步受到一定通風(fēng)機(jī)組合下本機(jī)運(yùn)行參數(shù)的量化影響。因此，油煙霧或者煙氣流運(yùn)動(dòng)軌跡觀察，能定性界定通風(fēng)機(jī)組合及其運(yùn)行參數(shù)形成的通風(fēng)排煙效果。定性界定了行車道中煙霧及其煙氣流運(yùn)動(dòng)、吊頂排煙口煙氣流轉(zhuǎn)折混合和排煙道中的再次分流后煙氣流運(yùn)動(dòng)，定量篩選出了兩臺(tái)通風(fēng)機(jī)的本機(jī)運(yùn)行參數(shù)，例如，確定2#通風(fēng)機(jī)、1#通風(fēng)機(jī)頻率值分別為7.8，6.0 Hz，是一組通風(fēng)機(jī)組合及其運(yùn)行參數(shù)；進(jìn)一步，定性界定與定量篩選的試驗(yàn)方法，得到了18組雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合下的運(yùn)行參數(shù)，以及19組雙壓一抽的本機(jī)運(yùn)行參數(shù)匹配數(shù)據(jù)組。

3.2 雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合及其功耗與行車道靜壓

在一定程度上，行車道或排煙道內(nèi)的靜壓和風(fēng)速分布，既受到通風(fēng)機(jī)組合的影響，也會(huì)受到通風(fēng)機(jī)本機(jī)運(yùn)行參數(shù)的影響。因此，第一個(gè)討論的問題是本機(jī)輸入頻率和單機(jī)功率消耗（簡(jiǎn)稱功耗）之間的關(guān)系，如圖3所示。

圖3 雙壓零抽通風(fēng)機(jī)變頻頻率值與功耗（1#，2#通風(fēng)機(jī)）Fig.3 Consumed power and adjusted frequency of the TPZE combination（1#，2# ventilators）

在圖3中，橫軸的變化量為組數(shù)，組數(shù)自變量是通過3.1小節(jié)中所述的參數(shù)篩選而得到兩臺(tái)壓入式通風(fēng)機(jī)輸入頻率數(shù)值組編號(hào)；右縱軸為雙壓零抽變頻頻率值。當(dāng)頻率為6.0 Hz時(shí)，對(duì)于1#通風(fēng)機(jī)而言，對(duì)應(yīng)于左縱軸上“雙壓零抽功耗”，其數(shù)值為35 W；當(dāng)頻率為19.9 Hz時(shí)，1#通風(fēng)機(jī)功耗為709 W。進(jìn)一步，針對(duì)圖3中的頻率與功耗，通過線性擬合得到一個(gè)三次多項(xiàng)式，因變量與自變量之間三次多項(xiàng)式的Adj.R-Square為0.99；對(duì)于1#和2#通風(fēng)機(jī)而言，頻率比與功耗比具有三次方關(guān)系式［14］。折減后的通風(fēng)機(jī)功耗，等于風(fēng)流體積流量與最大相對(duì)靜壓數(shù)值的乘積。顯然，通風(fēng)機(jī)組合功耗的變化會(huì)引起左側(cè)或右側(cè)行車道內(nèi)靜壓的變化，如圖4所示。

圖4 雙壓零抽行車道靜壓、平均值與偏差（1#，2#通風(fēng)機(jī)）Fig.4 Static pressure, its mean value and deviation of the TPZE combination （1#，2# ventilators）

在圖4中，下橫軸是雙壓零抽組合下的2#或1#通風(fēng)機(jī)功耗，對(duì)應(yīng)于圖3中的右縱軸表示雙壓零抽功耗，與功耗所對(duì)應(yīng)圖3橫軸變量仍保留于圖4中的上橫軸組數(shù)。在圖4的左縱軸是雙壓零抽行車道靜壓。如左縱軸所示，當(dāng)左側(cè)行車道靜壓為27 Pa時(shí)，下橫軸上的2#通風(fēng)機(jī)功耗值為71 W；進(jìn)一步，綜合其他組數(shù)的數(shù)據(jù)，可以得出：在同一組試驗(yàn)中，右側(cè)行車道和左側(cè)行車道靜壓力的差值不大于2 Pa。因此，左右兩側(cè)行車道上的靜壓分布是對(duì)稱的，其鏡像面為吊頂排煙口。

3.3 雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合對(duì)功耗和靜壓的影響

在雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合中，運(yùn)行著額定功率為11 kW的1#，2#壓入式通風(fēng)機(jī)而構(gòu)成了雙壓，而一抽為額定功率5.5 kW的3#抽出式通風(fēng)機(jī)。

如圖5所示，給出了雙壓一抽中3臺(tái)通風(fēng)機(jī)功耗、變頻頻率值與組數(shù)之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系。在圖5中，隨著組數(shù)的變化，但是，維持2#通風(fēng)機(jī)7.8 Hz的頻率值不變，數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，該通風(fēng)機(jī)的功耗為86±3 W；類似的，當(dāng)維持頻率值為6.0 Hz運(yùn)行時(shí)，1#通風(fēng)機(jī)功耗為53±3 W。針對(duì)3#通風(fēng)機(jī)而言，頻率為6.4，7.4 Hz運(yùn)行時(shí)，功耗分別為66，77 W；進(jìn)一步，結(jié)合圖5中其余的17組數(shù)據(jù)，擬合計(jì)算，發(fā)現(xiàn)功耗比與頻率比符合三次多項(xiàng)式；因此，3#通風(fēng)機(jī)的頻率比與功耗比二者之間具有顯著的相關(guān)性。顯然，3#，2#和1#通風(fēng)機(jī)功耗之間存在差異，那么，哪臺(tái)通風(fēng)機(jī)功耗會(huì)成為行車道靜壓變化的主要因素呢？為此，繪制出了2臺(tái)壓入式通風(fēng)機(jī)、1臺(tái)抽出式通風(fēng)機(jī)的功耗與行車道靜壓的變化曲線，如圖6所示。

圖5 雙壓一抽通風(fēng)機(jī)變頻頻率值與功耗（1#，2#和3#通風(fēng)機(jī)）Fig.5 Consumed power and adjusted frequency of the TPOE combination （1#，2# and 3# ventilators）

圖6 雙壓一抽行車道靜壓、平均值與偏差（1#，2#和3#通風(fēng)機(jī)）Fig.6 Static pressure, its mean value and deviation of the TPOE combination （1#，2# and 3# ventilators）

4 通風(fēng)性能及通風(fēng)機(jī)組合評(píng)估

4.1 通風(fēng)機(jī)組合及其風(fēng)量分配

從流體力學(xué)理論看，變化的通風(fēng)機(jī)功耗，會(huì)表現(xiàn)為靜壓與風(fēng)量均變化，或者二者中其一占優(yōu)變化。對(duì)于地鐵區(qū)間隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)而言，行車道與排煙道之間的風(fēng)量分配，或者二者斷面上的過流風(fēng)速變化，必然受到通風(fēng)機(jī)功耗的影響，并且，也會(huì)受到通風(fēng)機(jī)組合的影響。其中，雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合下行車道與排煙道風(fēng)速及其變化，如圖7所示。

圖7 雙壓零抽雙側(cè)行車道與雙邊排煙道風(fēng)速（1#，2#通風(fēng)機(jī)）Fig.7 Velocities in driving lanes and SEDs of the TPZE combination （1#，2# ventilators）

在圖7中的雙壓零抽組合下，排煙道風(fēng)速及其左右雙變分配，既受2#通風(fēng)機(jī)影響，也受1#通風(fēng)機(jī)影響；因此，1#與2#通風(fēng)機(jī)算術(shù)和功耗之間影響排煙道風(fēng)速，該風(fēng)速直接受到雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合功耗的影響，并且，對(duì)應(yīng)于試驗(yàn)“組數(shù)”對(duì)左右兩邊排煙道風(fēng)速的影響。該影響即為“左邊排煙道風(fēng)速（4#風(fēng)井）”和“右邊排煙道風(fēng)速（3#通風(fēng)機(jī)）”曲線。進(jìn)一步的擬合計(jì)算表明，左邊排煙道風(fēng)速，主要受到高功耗的2#通風(fēng)機(jī)影響；并且，發(fā)現(xiàn)2#通風(fēng)機(jī)功耗對(duì)右邊排煙道風(fēng)速的影響權(quán)重，其權(quán)重高于與右邊排煙道同側(cè)1#通風(fēng)機(jī)的影響。推而廣之，可以得出：在雙壓零抽組合下，左右雙邊排煙道風(fēng)速主要受到高功耗壓入式通風(fēng)機(jī)的影響，行車道風(fēng)速主要受就近通風(fēng)機(jī)的影響。

雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合下，通風(fēng)機(jī)本機(jī)功耗與組合功耗對(duì)行車道與排煙道風(fēng)速的影響，如圖8所示。根據(jù)圖8中的數(shù)據(jù)，通過擬合計(jì)算和相關(guān)性檢驗(yàn)，針對(duì)左側(cè)行車道風(fēng)速而言，該風(fēng)速與2#通風(fēng)機(jī)功耗的三次多項(xiàng)式Adj.R-Square小于0.95，但是，這個(gè)風(fēng)速與3#通風(fēng)機(jī)消耗功率的三次多項(xiàng)式Adj.R-Square大于0.95。進(jìn)一步的擬合計(jì)算表明，右邊排煙道風(fēng)速與3#通風(fēng)機(jī)的三次多項(xiàng)式Adj.R-Square大于0.99，接近1.00，二者直接相關(guān)。為了量化3#通風(fēng)機(jī)對(duì)不同風(fēng)速的影響權(quán)重，以3#通風(fēng)機(jī)功耗為因變量，比較4個(gè)風(fēng)速依次為自變量的三次多項(xiàng)式Adj.R-Square，得出：3#通風(fēng)機(jī)功耗與右邊排煙道風(fēng)速是最高的，其次是左邊排煙道風(fēng)速，排序第三的是右側(cè)行車道風(fēng)速，最低的是左側(cè)行車道風(fēng)速。

圖8 雙壓一抽雙側(cè)行車道與雙邊排煙道風(fēng)速（1#，2#和3#通風(fēng)機(jī)）Fig.8 Velocities in driving lanes and SEDs of the TPOE combination （1#，2#，3# ventilators）

顯然，在雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合中，左右遠(yuǎn)端的兩臺(tái)壓入式通風(fēng)機(jī)和一臺(tái)抽出式通風(fēng)對(duì)左右雙邊排煙道和左右雙側(cè)行車道風(fēng)速的影響，存在顯著的差異；不同通風(fēng)機(jī)組合對(duì)某側(cè)或某邊風(fēng)速的影響，也存在顯著的差異。那么，如何量化不同通風(fēng)機(jī)組合與隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)性能之間的關(guān)系呢？為了解決通風(fēng)排煙系統(tǒng)性能評(píng)估的問題，下一小節(jié)嘗試提出一個(gè)新的性能系數(shù)，以期量化性能之間的差異。

4.2 通風(fēng)性能的新標(biāo)準(zhǔn)

在過海地鐵區(qū)間隧道的通風(fēng)排煙系統(tǒng)中，主要由壓入式通風(fēng)機(jī)提供的氣流起到稀釋和控制行車道中煙霧的作用，以保障救援安全。其中，風(fēng)流體積流量，簡(jiǎn)稱流量可假設(shè)如下：

式中 Qp——壓入式通風(fēng)機(jī)提供的風(fēng)量之和，m3/s；

i——下標(biāo)，區(qū)段，i=1，…，n；

vp（i）——該段內(nèi)的平均流速，m/s；

Ap（i）——上述流速相對(duì)應(yīng)的段的面積值，m2。

在設(shè)置了通風(fēng)井或排風(fēng)機(jī)用以排煙的通風(fēng)排煙系統(tǒng)中，排風(fēng)量之和可表示為：

式中 Qe——抽出式通風(fēng)機(jī)或通過風(fēng)井排出的風(fēng)量之和，m3/s；

1，…，j，m——下標(biāo)，區(qū)段；

ve——平均風(fēng)速，m/s；

Ae——截面面積值，m2。

在工程實(shí)踐或?qū)嶋H模型系統(tǒng)中，不可避免的是所提供的質(zhì)量流量之和不精確等于排出的質(zhì)量流量之和。供給和輸出之間存在一個(gè)差異；為了量化這一差異，可以提出一個(gè)公式，即供給與輸出之比，不妨稱之為排風(fēng)因子，如下所示：

式中 η——排風(fēng)因子，所提供的排放總量的百分比，%。

排風(fēng)因子，不僅可以驗(yàn)算模型試驗(yàn)裝置的氣相泄漏，并利用了誤差散布理論而量化了風(fēng)量系統(tǒng)誤差。

從誤差散布理論與測(cè)量計(jì)算來看，在模型試驗(yàn)裝置或者工程現(xiàn)場(chǎng)中，易采集或測(cè)量到截面積、風(fēng)速、靜壓和風(fēng)機(jī)消耗功率等參數(shù)。利用這些基本的測(cè)定參數(shù)，從流體力學(xué)的觀點(diǎn)出發(fā)，本文提出了一種新的評(píng)價(jià)通風(fēng)性能的指標(biāo)，即性能系數(shù)，它等效于風(fēng)壓，以期量化通風(fēng)性能。性能系數(shù)的計(jì)算表達(dá)式，具體如下：

式中 HVSES——性能系數(shù)，等效于通風(fēng)排煙系統(tǒng)的風(fēng)流壓力，Pa；

N——通風(fēng)機(jī)消耗功率值的總和，W；

k——下標(biāo)，序列號(hào)，k=1，…，s，無量綱自然數(shù)。

應(yīng)用性能系數(shù)計(jì)算式，評(píng)價(jià)不同通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成的通風(fēng)排煙系統(tǒng)及其效能。

4.3 通風(fēng)機(jī)組合的評(píng)價(jià)與討論

為了評(píng)價(jià)雙壓零抽和雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合的性能系數(shù)，首先需要驗(yàn)算模型試驗(yàn)中的系統(tǒng)誤差，特別是排風(fēng)量誤差，即計(jì)算排風(fēng)因子。

針對(duì)排風(fēng)因子，利用圖3數(shù)據(jù)，并已知行車道斷面面積為0.236 m2和排煙道斷面面積為0.103 m2，進(jìn)一步利用圖7和8中的風(fēng)速數(shù)據(jù)，最后將式（1）和式（2）代入式（3）中，得到左右雙邊排煙道中的排風(fēng)因子，如圖9所示。在圖9中，當(dāng)雙壓零抽組合下1#通風(fēng)機(jī)與2#通風(fēng)機(jī)的本機(jī)功耗之和為107 W時(shí)，計(jì)算得出，左邊排煙道排風(fēng)因子為46.67%，右邊排煙道排風(fēng)因子為49.78%，且兩者之和等于96.46%；進(jìn)一步，隨著雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合功耗的增加，左右雙邊排風(fēng)因子之和，雖有一定的小幅度波動(dòng)，但卻基本維持恒定。當(dāng)雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合功耗為203 W時(shí)，左邊排煙道排風(fēng)因子為32.16%，右邊排煙道為62.00%，且兩個(gè)百分比之和等于94.16%；隨著組合功耗的增加，右邊排煙道的排風(fēng)因子逐漸增大而占主導(dǎo)地位，甚至超過90%；這表明，在雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合條件下，3#通風(fēng)機(jī)功耗會(huì)顯著的影響排煙道左右雙邊之間的風(fēng)量分配。

圖9 通風(fēng)機(jī)組合功耗與排風(fēng)因子（雙壓零抽與雙壓一抽）Fig.9 Exhaust percents with consumed power of ventilator combination （TPZE and TPOE）

進(jìn)一步，利用圖9中排風(fēng)因子的數(shù)據(jù)，統(tǒng)計(jì)計(jì)算得到排風(fēng)因子為94.71±0.95%；94.64%為平均值，而±0.95%是不確定率；這表明，風(fēng)量系統(tǒng)誤差不高于6.77%。因此，在系統(tǒng)誤差可接受情況下，則由公式（4）計(jì)算而得的性能系數(shù)，可用于評(píng)價(jià)通風(fēng)排煙系統(tǒng)效能。

針對(duì)性能系數(shù)，雙壓零抽與雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合對(duì)比，如圖10所示。

圖10 通風(fēng)機(jī)組合功耗與性能系數(shù)（雙壓零抽與雙壓一抽）Fig.10 Performance coefficient with consumed power of ventilator combination （TPZE and TPOE）

在圖10中，對(duì)于“雙壓零抽計(jì)算值”曲線上，當(dāng)雙壓零抽功耗測(cè)得值為107 W時(shí)，其雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合的性能系數(shù)計(jì)算值為129 Pa；隨著功耗的增加，性能值逐漸增大；在1 752 W時(shí)，雙壓零抽通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成的通風(fēng)排煙系統(tǒng)性能系數(shù)達(dá)到了最大值639 Pa。類似的，針對(duì)雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成通風(fēng)排煙系統(tǒng)形式，當(dāng)組合功耗為203 W時(shí)，性能系數(shù)出現(xiàn)最小值197 Pa；當(dāng)功耗為773 W時(shí)，最大性能系數(shù)為507 Pa。但是，由于雙壓一抽與雙壓零抽的試驗(yàn)數(shù)據(jù)跨度不一致，難以比較二者的性能系數(shù)。為了解決此問題，實(shí)施了性能系數(shù)與通風(fēng)機(jī)組合功耗之間的線性擬合計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明，針對(duì)雙壓零抽的一次線性多項(xiàng)式Adj.R-Square大于0.98，而雙壓一抽的Adj.R-Square大于0.99。這說明，通風(fēng)機(jī)組合功耗與性能系數(shù)之間具有顯著的線性相關(guān)性。在此基礎(chǔ)上，得到功耗預(yù)測(cè)值與預(yù)測(cè)性能系數(shù)之間的表達(dá)式，進(jìn)而，繪制出雙壓零抽或雙壓一抽功耗預(yù)測(cè)值與預(yù)測(cè)性能系數(shù)的平均值與偏差值曲線及其偏差，如圖10所示。從圖可知，隨著通風(fēng)機(jī)輸入頻率值的增加，通風(fēng)機(jī)組合功耗也不斷變大，由通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成的通風(fēng)排煙系統(tǒng)性能系數(shù)也隨之提高；并且，雙壓一抽性能系數(shù)高于雙壓零抽，尤其是，隨著組合功耗的增加，雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合而構(gòu)成的通風(fēng)排煙系統(tǒng)效能優(yōu)勢(shì)更趨顯著。

5 結(jié)論

（1）無論是雙壓零抽，還是雙壓一抽通風(fēng)機(jī)組合，行車道靜壓均為對(duì)稱分布，其鏡像面為“吊頂排煙口”功能段。

（2）雙壓一抽通風(fēng)機(jī)中的抽出式通風(fēng)機(jī)功耗，與左右兩邊排煙道煙氣流流速具有三次多項(xiàng)式，并且，主要影響著左右兩側(cè)行車道氣流流速。

（3）在通風(fēng)機(jī)組合功耗較低的情況下，雙壓零抽而構(gòu)成的通風(fēng)排煙系統(tǒng)性能系數(shù)高于雙壓一抽；但是，隨著功耗的增加，雙壓一抽性能系數(shù)逐漸占優(yōu)而成為優(yōu)選的通風(fēng)排煙系統(tǒng)；因此，建議優(yōu)先采用雙壓一抽所構(gòu)成的通風(fēng)排煙系統(tǒng)。