宋正民，穆彥虎，馬 巍，俞祁浩，栗曉林

（1.蘭州理工大學土木工程學院，甘肅蘭州730050；2.中國科學院西北生態(tài)環(huán)境資源研究院凍土工程國家重點實驗室，甘肅蘭州730000）

0 引言

在多年凍土地區(qū)，路基工程的修筑改變了下伏多年凍土原有脆弱的熱平衡狀態(tài)，由于凍土的凍脹、融沉特性，凍土路基存在普遍的工程病害［1-5］。對于公路路基而言，受瀝青路面高吸熱特性的影響［6］，路基下部多年凍土上限不斷下降［7-8］、多年凍土溫度不斷升高［9-11］。隨著全球氣候的不斷轉(zhuǎn)暖，這一問題將會變得更加嚴峻。因此，針對多年凍土區(qū)的路基融沉問題，熱管［12-14］、塊石［15］、通風管［16-17］等一系列對流換熱類主動“冷卻路基”措施被廣泛應用于凍土區(qū)路基工程的建設與維護，并起到了良好的作用［18-20］。

為研究熱管、塊石以及通風管的冷卻降溫效果及降溫機理，現(xiàn)階段已通過現(xiàn)場監(jiān)測、數(shù)值模擬以及模型試驗開展了大量的相關(guān)研究工作。Niu等［21-22］、Pei等［23］、Wen等［24］通過利用現(xiàn)場監(jiān)測手段

研究了通風管、熱棒以及塊石護坡的冷卻降溫效果。在此基礎(chǔ)上，Ma等［25-26］、Zhang等［27］、Mu等［28］利用數(shù)值模擬手段分析了通風管、塊石路基的長期熱狀況的變化規(guī)律，Liu等［29］、Yu等［30］通過開展室內(nèi)模型試驗研究了塊石護坡的冷卻降溫機理。依靠塊石層內(nèi)部的自然對流以及通風管內(nèi)氣流與管壁的強迫對流換熱，可有效地降低路基土體的溫度，達到保護路基下部多年凍土的效果。而通風管的管內(nèi)風速是影響和決定通風管路基冷卻降溫的關(guān)鍵。同時，在青藏工程走廊風沙災害日益嚴重的背景下，風沙的搬運、堆積將對通風管道及兩側(cè)護坡造成一定的堵塞，進而改變路基邊坡塊石層的邊界類型、孔隙率以及通風管管內(nèi)的通風效率等［31-32］。同時，隨著公路的大尺度、高標準的設計要求的提升，由于路基尺度改變所引起的熱收支狀態(tài)的變化將對下部凍土地基產(chǎn)生影響。在高溫多年凍土區(qū)，寬幅路基的修建導致基底吸熱量增大20%以上，這將對路基下部多年凍土的穩(wěn)定造成嚴重影響［33］。因此，為解決寬幅路基瀝青路面的高吸熱量對下伏多年凍土的影響，研究人員提出了分離式路基來解決幅寬熱效應問題［34-35］。但分離式通風管路基受兩幅路基間距的影響，后幅路基管內(nèi)風速受前幅路基的遮擋導致管內(nèi)風速有所降低，且隨路基間距的減小，這一影響逐漸增強。目前，已有研究主要集中在通風管管內(nèi)的對流換熱過程對下部土體熱狀況的影響，而對于管內(nèi)風速的影響因素及程度尚未有太多定量研究。因此，開展管內(nèi)風速特征及其影響因素的研究對于通風管路基的強迫對流換熱效果以及凍土路基工程的維護與運營十分必要。針對通風管路基管內(nèi)風速的特征及影響因素，本文結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測與數(shù)值模擬，開展了包括通風管埋設高度、管徑、外伸長度以及兩幅路基之間不同路基間距四種影響因素下的管內(nèi)空氣流速變化的特征研究。

1 研究方法

1.1 物理模型

為研究不同路基形式及通風管不同位置特征條件下的管內(nèi)風速特征，以北麓河附近青藏公路沿線的試驗路段為研究對象，研究了單幅路基在不同通風管管徑、外伸長度、埋設高度以及兩幅路基不同路基間距條件下的管內(nèi)風速特征。物理模型分別如圖1（a）、1（b）所示，其中單幅路基條件下，通風管管徑（R）分別為0.4、0.5、0.6、0.7、0.8 m，通風管外伸長度（k）分別為0、0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0、2.2、2.4、2.6、2.8 m，通風管埋設高度（h）以0.25 m為高度差值，在路基高度為3 m條件下，通風管埋設高度為0.5～1.5 m；在路基高度為4 m條件下，通風管埋設高度為0.5～2 m；在路基高度為5 m條件下，通風管埋設高度為0.5～2.5 m；兩幅路基之間的路基間距（L）為2、5、10、20、30、40、50 m。物理模型共分為空氣區(qū)與路基區(qū)兩部分，空氣區(qū)高度為自天然地表以上30 m，寬度自路基兩側(cè)坡腳分別向外延伸60 m。

圖1 路基風流場物理模型Fig.1 Physical models of wind flow over an embankment（a）and two separated embankment（b）

1.2 數(shù)學模型

在物理參數(shù)和邊界條件的設定方面，根據(jù)青藏高原北麓河氣象站、青藏高等級公路試驗段現(xiàn)場實際情況和實測數(shù)據(jù)，選取大氣壓為57.7 kPa，空氣密度0.737 kg·m-3，空氣黏度1.75×10-5Pa·s，環(huán)境溫度273 K，通風管管壁的粗糙度為0.003 m，地表粗糙度為0.14 m。模型的邊界條件在左側(cè)風入口處設置為速度入口，根據(jù)“綜合冪次律”理論［36］，風速入口在邊界KJ、EF處隨高度的變化可簡化為：

式中：vx y為入口邊界沿高度的風速分布規(guī)律；vx10為10 m高度處環(huán)境風速，本文取10 m高度處環(huán)境風速為4 m·s-1，y為垂向高度。模型上部及兩側(cè)面采用對稱（symmetry）邊界，進口處采用速度入口（velocity-inlet）邊界，出口處采用質(zhì)量出口（outflow）邊界，地表、路基邊坡及頂部、通風管管壁選用固壁（wall）邊界。

在不考慮熱交換（即屏蔽能量方程），流體介質(zhì)是空氣，密度為常數(shù)的前提下，通過選擇合適的離散格式可以加速收斂功能。本文采用高精度的二階迎風格式對動量、湍動能和湍流耗散率等進行數(shù)值離散，同時考慮環(huán)境風速對路基的作用屬于定常狀態(tài)，選用SIMPLEC算法，且為控制計算過程中數(shù)值的失穩(wěn)和發(fā)散，所以在計算中選擇較小的松弛系數(shù)，本文采用壓力欠松弛系數(shù)為0.2。為更好地模擬管道內(nèi)流動，本文選用Realizablek-ε模型，該模型的輸運方程如下［37-38］：

式中：

t為時間；ρ為空氣密度；k為脈動動能；ui為空氣在i方向的速度分量；xi、xj為空氣沿i、j方向的位移；μ為空氣動力黏度；μt為空氣的湍流黏性系數(shù)；ν為動力黏度；σk的取值為1.0；Gk為由層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能；ε為脈動動能耗散率；σε的取值為1.2；C2的 取 值 為1.9；C1=max（0.43，

1.3 模型及參數(shù)驗證

利用青藏高原北麓河高速公路試驗段風流場現(xiàn)場監(jiān)測與數(shù)值模擬結(jié)果對比，開展本文數(shù)值模型和參數(shù)的驗證。為掌握通風管內(nèi)不同位置處風速特征，在試驗段通風管中部及兩側(cè)出口處各安置一組風速、風向測試傳感器，以獲取通風管內(nèi)不同位置處的風速與風向。通風管兩側(cè)的風速、風向傳感器距離通風管管口0.85 m，通風管管徑為0.4 m。試驗段路基為東北—西南走向，路基高度為3 m，通風管埋設高度為1.2 m，如圖2所示。

圖2 北麓河試驗通風管路基管內(nèi)風速觀測系統(tǒng)Fig.2 Observation system of wind flow over the ventilation duct experimental-built embankment at beiluhe basin

數(shù)值計算模型中風向與路基走向垂直，因此，通過選取現(xiàn)場風向監(jiān)測裝置監(jiān)測到的風向為105°（路基走向為北偏東15°）時的管內(nèi)風速與數(shù)值計算結(jié)果進行模型驗證。為刻畫通風管內(nèi)不同位置處的風速大小，將通風管入口湍流區(qū)與出口湍流區(qū)每間隔0.2 m、中部平流區(qū)每間隔0.4 m設置一處風速監(jiān)測斷面，通過計算監(jiān)測斷面的風速平均值來刻畫通風管內(nèi)部不同位置處的風速大小，現(xiàn)場監(jiān)測與數(shù)值模擬對比結(jié)果如圖3所示。由圖可知，通風管內(nèi)部風速隨環(huán)境風速的增加呈線性增加，斜率為0.5左右，但通風管進口處風速隨環(huán)境風速的增加其斜率明顯高于中部跟出口處風速。當10 m高度處環(huán)境風速為8 m·s-1時，通風管內(nèi)最大風速差值可達0.18 m·s-1，約為環(huán)境風速的5%。

圖3 數(shù)值模擬與試驗工程實測數(shù)據(jù)對比Fig.3 Field measured and numerical simulated wind speed vs.environmental wind speed

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 單幅通風管路基管內(nèi)風速模擬

2.1.1 單幅通風管路基條件下管內(nèi)風速分布特征受通風管管徑、外伸長度以及埋設高度的影響通風管內(nèi)部的風速分布有所差異，為了解管內(nèi)不同位置處的風速分布特征，本文通過利用數(shù)值模擬的方法來進行管內(nèi)風速分布的差異性分析。圖4給出了路基高度為3 m、路面寬度為13 m、通風管外伸長度為1.3 m、10 m高度處環(huán)境風速為4 m·s-1且風向與路基走向垂直條件下管內(nèi)風速分布云圖。根據(jù)管內(nèi)不同位置處的風速波動情況將管內(nèi)風速分為入口湍流區(qū)（I）、中部層流區(qū)（II）、出口湍流區(qū)（III）三個區(qū)域。在入口湍流區(qū)（I），上升氣流沖撞通風管上管壁，導致I區(qū)內(nèi)的空氣流動主要以湍流為主，縱向波動范圍、波動幅度最大；隨著氣流的繼續(xù)深入流動，空氣粒子不斷與管壁碰撞造成能量不斷損失，紊流經(jīng)過充分發(fā)展后呈現(xiàn)較為平穩(wěn)的層流狀態(tài)（II區(qū)），空氣的運動軌跡近似直線；在出口湍流區(qū)，管內(nèi)空氣受管口氣壓劇烈變化的影響，空氣的湍流流動、波動強度相對II區(qū)明顯增大，縱向波動幅度有所增加。

圖4 管內(nèi)風速分布云圖Fig.4 Wind speed field in ventilation duct

由圖4可知，當10 m高度處環(huán)境風速為4 m·s-1時，II區(qū)范圍可占據(jù)通風管內(nèi)部的80%左右，隨環(huán)境風速的提升，II區(qū)范圍有所減小，當環(huán)境風速達到10 m·s-1時，II區(qū)范圍仍占據(jù)50%以上，故本文以II區(qū)特征風速為研究目標，開展通風管不同管徑、不同外伸長度以及不同埋設高度三種工況條件下管內(nèi)風速的特征研究。

2.1.2 不同管徑條件下管內(nèi)風速分布特征

通風管管徑的增加可以加大管口處空氣的入流面積，并且隨著管徑的增加，進管口處風速受路基迎風坡遮擋效應造成的減速效果也有所差異。因此，為探究通風管管徑對管內(nèi)風速的影響效果，以路基高度3 m、通風管外伸長度1.3 m、通風管埋設高度1.2 m為標準，針對不同通風管管徑條件下管內(nèi)空氣流動的差異性進行分析。圖5給出了10 m高度處環(huán)境風速為4 m·s-1時，管內(nèi)風速與管徑的關(guān)系曲線。由圖可知，隨著通風管管徑的增加，管內(nèi)風速呈拋物線形式增加，最大可達2.58 m·s-1，約為同一高度下環(huán)境風速的85%。當管徑達到0.6 m時，管內(nèi)風速增加不再明顯。通過對管內(nèi)風速模擬可知，受管壁粗糙度影響，管徑的增加導致近壁區(qū)黏滯層的低風速范圍與管中平流層高風速范圍均有所上升，當管徑達到0.6 m后，二者之間的增量幅度近似相等，管內(nèi)風速不在隨管徑的增加而明顯提升。

圖5 不同管徑條件下管內(nèi)風速變化Fig.5 Wind speed in ventilation duct with different diameters

為探究管徑增加所造成的通風管內(nèi)不同位置處的流速差異，通過數(shù)值計算給出了環(huán)境風速為4 m·s-1時不同通風管管徑內(nèi)的最大風速差值曲線（圖6）。由圖可知，隨管徑的增加，管內(nèi)最大風速差值呈線性減小，斜率約為-0.175。受管壁粗糙度的影響，入口湍流區(qū)空氣撞擊管壁所造成的動能損失較大，速度明顯降低，管內(nèi)空氣逐漸由湍流發(fā)展為層流。而層流狀態(tài)下管內(nèi)風速受管壁粗糙度的影響較小，動能損失較低。因此，隨管徑的增加，管內(nèi)流速整體上升。入口湍流區(qū)的湍動強度逐漸減小，動能損失逐漸降低，由此導致通風管內(nèi)部不同位置處的風速分布差異逐漸減弱。

圖6 不同管徑條件管內(nèi)最大風速差值分布曲線Fig.6 Maximum wind speed difference in ventilation duct with different diameters

2.1.3 通風管不同外伸長度條件下管內(nèi)風速分布特征

管內(nèi)風速的大小主要受兩側(cè)氣壓差值及溫度影響，在不考慮溫度變化的情況下，管口兩側(cè)氣壓差值將決定管內(nèi)風速的大小，而不同通風管外伸長度將導致通風管兩側(cè)的氣壓差值有所差異。為研究通風管外伸長度對管內(nèi)風速的影響程度，圖7（a）給出了通風管管徑為0.4 m、埋設高度為1.2 m、10 m高度處環(huán)境風速為4 m·s-1的條件下，通風管管中風速與通風管外伸長度之間的關(guān)系曲線。由圖可知，當環(huán)境風速保持不變時，隨通風管外伸長度的增加，管內(nèi)風速基本保持不變，且在外伸長度為0.6 m時達到最大值。當環(huán)境風速為2 m·s-1時，不同通風管外伸長度條件下，管內(nèi)風速最大差值僅為0.02 m·s-1，但隨著環(huán)境風速的提升，這一差值逐漸提升，當環(huán)境風速為14 m·s-1時，這一差值可達0.3 m·s-1。圖8給出了不同通風管外伸長度下管口兩側(cè)的氣壓云圖，由圖8（a）、8（b）可知，當10 m高度處環(huán)境風速為4 m·s-1時，隨著通風管外伸長度的增加，通風管兩端的氣壓差值逐漸增大，兩側(cè)管口處氣壓差值由通風管外伸長度為0 m時的3.2 Pa增加到通風管外伸長度為2.8 m時的3.8 Pa。當10 m高度處環(huán)境風速為14 m·s-1時，兩側(cè)管口處氣壓差值由通風管外伸長度為0 m時的26 Pa增加到通風管外伸長度為2.8 m時的32 Pa［圖8（c）、8（d）］。由此可見，當環(huán)境風速較低時，通風管兩側(cè)的氣壓差值受通風管外伸長度的影響較小，隨環(huán)境風速的增加，這一影響逐漸增強。

圖7 不同環(huán)境風速下通風管外伸長度與管內(nèi)風速關(guān)系曲線Fig.7 Extension length of ventilation duct vs.wind speeds in ventilation duct under different environment wind speed

圖8 10 m高度環(huán)境風速4 m·s-1通風管外伸長度0 m（a）、2.8 m（b）及10 m高度環(huán)境風速14 m·s-1通風管外伸長度0 m（c）、2.8 m（d）下通風管路基周邊靜壓云圖Fig.8 Air static pressure field around the ventilation duct embankment under the environmental wind speed of 4 m·s-1 at 10 m height，0 m（a），2.8 m（b）and 14 m·s-1 at 10 m height，0 m（c）and 2.8 m（d）

圖9 （a）～9（c）給出了通風管外伸長度為0 m、1.6 m、2.6 m三種條件下的管口空氣流線圖（圖中流線顏色越深代表空氣流速越大）。由圖可知，隨通風管外伸長度的增加，通風管入口處速度流線弧度減小，管內(nèi)空氣流速受迎風坡遮擋效應造成的減速效果逐漸降低，通風管入口處的流線夾角（α）由外伸長度0 m時的16°～18°降低至通風管外伸長度為2.8 m時的2°～3°。并且隨通風管外伸長度的增加，管內(nèi)風速受管壁粗糙度的影響越來越明顯，近壁處動能損失逐漸增加。因此，受管壁粗糙度、迎風坡遮擋效應、通風管管口兩側(cè)氣壓差值三方面的混合影響，管內(nèi)風速隨通風管外伸長度的增加變化不明顯。

圖9 不同通風管外伸長度下管口流線示意圖Fig.9 Schematic diagram of streamline under different ventilation duct extension lengths of 0 m（a），1.6 m（b）and 2.6 m（c）

2.1.4 通風管不同埋設高度條件下管內(nèi)風速分布特征

路基高度的增加會加劇陰陽坡效應，導致路基下部聚熱效應更加明顯。因此，為更大程度發(fā)揮通風管的對流換熱作用，以此來帶走因路基高度增加導致邊坡吸收的更多熱量，通風管的安裝高度不宜過高。本文以路面寬度13 m，通風管管徑0.4 m，通風管外伸長度1.3 m，通風管埋設高度0.5 m為起始高度，以路基高度的一半為埋設上限，對不同路基高度條件下管內(nèi)風速進行數(shù)值模擬計算，結(jié)果如下。

圖10 不同路基高度、通風管高度條件下管內(nèi)風速Fig.10 Wind speed in ventilation duct vs.buried depth of the ventilation duct under different embankment thickness

隨路基高度的提升，同一高度條件下坡前風速逐漸下降，管內(nèi)風速受迎風坡的擾動更加明顯。通風管埋設高度的增加導致進風口處流線夾角逐漸增加，但隨通風管埋設高度的提升，管口處環(huán)境風速也相應增加，最終導致管內(nèi)風速呈線性增加趨勢。當通風管高度為0.5 m時，3 m高路基較5 m高路基管內(nèi)風速差值約為0.1 m·s-1，且這一差值隨通風管高度的增加逐漸減小，當通風管高度達到2 m時，管內(nèi)風速受路基高度的影響逐漸削弱，不同路基高度條件下管內(nèi)風速逐漸趨向一致。以往研究表明，當路基高度超過4 m后，坡前擾動區(qū)的高度范圍差異逐漸減小。因此，當通風管高度達到2 m時，管內(nèi)風速受路基高度的影響不在增加。

2.2 分幅通風管路基管內(nèi)風速模擬

利用青藏高原高海拔、高風速、低氣溫的特點，在路基土體內(nèi)部埋設通風管道可有效地增加路基土體與空氣的接觸面積，通過管道內(nèi)空氣與管壁間的強迫對流換熱來減少路基土體傳入路基下部的熱量，進而實現(xiàn)抬高多年凍土上限，維持路基土體穩(wěn)定的目的，是一種積極主動的降溫措施。但目前管內(nèi)空氣流速的研究相對較少，為探究不同氣候條件下環(huán)境風速的改變所導致的兩幅路基管內(nèi)風速之間的差異性，首先通過對路基兩側(cè)不同位置處風速監(jiān)測與模擬結(jié)果進行驗證，再此基礎(chǔ)上結(jié)合管內(nèi)實測風速與數(shù)值模擬結(jié)果，在兩者均達到較高耦合度的情況下開展分幅條件下兩幅路基管內(nèi)風速的差異性分析研究。據(jù)2018年8月份北麓河試驗段最新的管內(nèi)風速測試點資料顯示，3 m高度處的平均風速為3.46 m·s-1，本文對于通風管內(nèi)部風速特征研究選用通風管管徑為0.4 m，外伸長度1.3 m，距地面高度1.2 m，3 m高度處環(huán)境風速為1～8 m·s-1進行。路基兩側(cè)風流場的實測模擬結(jié)果如圖11所示。

圖11 路基坡腳不同距離處數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測風速沿高度分布結(jié)果對比Fig.11 Field measured and numerical simulated wind speeds vs.height at different distances away from the embankment slope foot

由圖12可知，前幅路基管中平均風速可達3 m高度處環(huán)境風速的41%～58%。且隨環(huán)境風速的增加，管內(nèi)風速呈線性增加。環(huán)境風速對第二幅路基的影響顯著，當路基間距為2 m時，由于路基間距較小，前管與后管之間間距僅為3 m，因此受路基迎風坡的影響，在兩幅路基之間與后幅路基背風坡后形成低壓渦旋區(qū)，渦速最高值出現(xiàn)在靠近地表跟路基邊坡處，且從壓力云圖13可知，兩處渦旋壓力基本相等，因此進入后管的氣流主要來源于前管中沖出的高速湍流，且受渦旋影響，后幅路基管內(nèi)風速最大僅為0.2 m·s-1。隨著兩管之間間距的增加，前管沖出的高速湍流對后管的影響越來越小，當路基間距達到5 m時，由靜壓云圖可知，后幅路基通風管兩側(cè)氣壓值大致相同，但受前幅路基的遮擋，后幅路基坡前主要為低速渦流，而后幅路基坡后為高速渦流，導致后幅路基背風坡后渦旋的一部分涌進通風管，造成管內(nèi)空氣逆流。

圖12 不同路基間距下后幅路基管內(nèi)風速Fig.12 wind speed in ventilation duct under different spacing of the two separated embankments

圖13 路基周邊風壓云圖Fig.13 Air static pressure field around the embankment

背風坡后渦旋容易造成坡后風沙聚集，導致背風坡處風積沙涌入管內(nèi)，堵塞通風管，減弱通風管降溫效果。當路基間距大于5 m后，隨著路基間距和環(huán)境風速的不斷增加，后幅路基管內(nèi)的風速逐漸升高。當路基間距一定時，隨環(huán)境風速的增加，前幅路基與后幅路基之間的管內(nèi)風速差值呈增加趨勢，受背風坡后渦旋影響，隨環(huán)境風速的增加，背風坡后渦旋的橫向尺寸逐漸增大。且由模擬結(jié)果可知，當環(huán)境風速小于8 m·s-1時，路基間距達到50 m，后幅路基管內(nèi)風速最小可達前幅路基管內(nèi)風速的89%，且隨路基間距的增加后幅路基管內(nèi)風速增量逐漸減小，在考慮現(xiàn)場修建對地表的破壞以及占用面積的情況下，可近似認為當兩幅路基的路基間距達到50 m后，兩幅路基的管內(nèi)風速差異可忽略不計。

3 結(jié)論

通過利用現(xiàn)場監(jiān)測與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，開展了高海拔凍土區(qū)通風管路基在不同通風管管徑、外伸長度、埋設高度以及兩幅路基不同路基間距條件下管內(nèi)風速分布特征研究，結(jié)論如下：

（1）通風管路基管內(nèi)風速受迎風坡及管壁粗糙度的影響可以劃分為3個區(qū)域；即入口擾動區(qū)（I）、中部平流區(qū)（II）、出口湍流區(qū)（III）。且管內(nèi)空氣流動主要以II區(qū)為主，對于通風管路基而言，其降溫機制主要依賴于管內(nèi)空氣與路基土體的強迫對流換熱，因此，掌握管內(nèi)風速的大?。ㄓ绕涫荌I區(qū)風速）至關(guān)重要。

（2）在路基高度、通風管外伸長度、通風管距地高度一定時，管內(nèi)風速隨管徑的增加呈拋物線型增加，當管徑達到0.6 m時，管中風速基本保持不變，與0.4 m管徑相比，管內(nèi)風速提升可達0.6 m·s-1。當環(huán)境風速保持不變時，隨管徑的增加，管內(nèi)最大風速差值逐漸減小，管內(nèi)風速整體趨向一致。

（3）通風管外伸長度的不同導致通風管進風口處流線弧度、兩側(cè)管口處氣壓值都不相同，但由模擬結(jié)果可知，受管壁粗糙度、兩側(cè)管口氣壓差以及進風口處流線弧度三方面的共同影響下，管內(nèi)風速隨通風管外伸長度的增加變化不大。

（4）管內(nèi)風速受通風管埋設高度影響較大，隨埋設高度的增加，管內(nèi)風速呈線性增加，但受路基高度的影響，其增加幅度有所差異。當通風管埋設高度超過2 m后，管內(nèi)風速受路基高度的影響不在增加。因此，結(jié)合通風管的冷卻降溫效果與管內(nèi)風速的變化，野外通風管的布設高度不應高于2 m.

（5）分離式路基管內(nèi)風速受環(huán)境風速、路基間距的影響最為明顯，當路基間距小于5 m時，后幅路基受前幅路基的遮擋作用，管內(nèi)風速較小（接近0）并出現(xiàn)逆流現(xiàn)象。當路基間距達到10 m后，后幅路基管內(nèi)風速隨環(huán)境風速的增加呈線性增加。當路基間距達到50 m后，后幅路基管內(nèi)風速可達前幅路基管內(nèi)風速的89%，可認為后幅路基管內(nèi)風速受前幅路基的遮擋所造成的管內(nèi)風速下降可忽略不計。