肖 洋 鄧志輝 范登鑫

（西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 成都 610031）

0 引言

綜合管廊是用于容納電力、通信、給水等工程管線的城市地下構(gòu)筑物，由于地上空間的緊張，綜合管廊已經(jīng)在各大城市開始展露其重要性[1,2]。但是綜合管廊由于自身的特點(diǎn)，內(nèi)部存在大量的可燃物，艙室內(nèi)一旦發(fā)生火災(zāi)將會直接、間接的造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失[3]。因此，有必要對綜合管廊的火災(zāi)特性和發(fā)展進(jìn)行研究，對減少財(cái)產(chǎn)損失，提升公共安全具有重要意義。

國內(nèi)雖然對綜合管廊火災(zāi)的研究起步較晚，近些年也取得了豐碩的研究成果。李政等研究了防火隔板對電纜艙在火災(zāi)時的火勢發(fā)展及溫度分布的影響[4]；徐志勝等進(jìn)行了綜合管廊電纜艙在不同起火位置時的人員安全性分析[5]；郭雄對綜合管廊發(fā)生火災(zāi)時的煙氣逆流長度和臨界風(fēng)速進(jìn)行了規(guī)律性的研究[6]。以上研究的綜合管廊防火分區(qū)長度均不超過200m，但是在某些復(fù)雜的路況下，如十字路口、跨江管廊和穿山管廊，地面條件不支持布置風(fēng)井，這時需要對綜合管廊的防火分區(qū)進(jìn)行延長。住建部最新頒布的《城市地下綜合管廊建設(shè)規(guī)劃技術(shù)導(dǎo)則》也對長距離區(qū)間進(jìn)行了說明。

基于以上分析，本文采用FDS 軟件對不同防火分區(qū)長度的綜合管廊電纜艙進(jìn)行數(shù)值模擬，分析其在不同敷設(shè)方式和不同火源位置發(fā)生火災(zāi)時的熱釋放速率，溫度分布，火災(zāi)蔓延情況，熄滅時間的規(guī)律，為綜合管廊在實(shí)際工程中的火災(zāi)防治提供參考。

1 火災(zāi)模擬參數(shù)

1.1 FDS原理

本文選用美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院（NIST）開發(fā)的FDS 來進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。FDS 中的湍流模型一般分為直接數(shù)值模擬和大渦模擬，直接數(shù)值模擬需要非常精細(xì)的網(wǎng)格和龐大的計(jì)算機(jī)資源，不適用于大型火災(zāi)場景，因此本文所選用的湍流模型為最常用的大渦模擬，燃燒模型為混合分?jǐn)?shù)燃燒模型。

在FDS 對綜合管廊火災(zāi)的適用性方面，陳炳元、杜長寶等人分別進(jìn)行了綜合管廊火災(zāi)的實(shí)體實(shí)驗(yàn)，并與數(shù)值模擬進(jìn)行比較，結(jié)果表明擬合效果較好[7,8]。

1.2 物理模型

選取廣州市某綜合管廊電纜艙為研究對象，如圖1所示。設(shè)置不同的防火分區(qū)長度，分別為200m，300m，400m，斷面尺寸為3.2m（寬）×3.6m（高），混凝土厚度為0.3m。按照規(guī)范要求，并結(jié)合實(shí)際工程中的電纜布置情況，在艙室兩端安裝長為0.75m 的支架，層間距為0.4m，支架底部距離管廊為0.3m，頂層電纜支架距頂棚的距離符合轉(zhuǎn)彎半徑的要求，通道寬度為1.1m[9,10]。

圖1 管廊布局Fig.1 Layout of utility tunnel

1.3 火源設(shè)置

按照規(guī)范，初始火源功率設(shè)為275kW，為使其能引燃更多的電纜，火源設(shè)置在中部左側(cè)電纜的底部[11]。為符合實(shí)際，用電纜中厚度最大的絕緣材料交聯(lián)聚乙烯（XLPE）作為燃料。根據(jù)Clayton Huggett 的實(shí)驗(yàn)表明，XLPE 消耗每單位質(zhì)量的氧氣所釋放的熱量為13100 kJ/kg[12]，美國消防工程師協(xié)會也給出，XLPE 在燃燒時的煙產(chǎn)率平均值為0.12kg/kg，CO 產(chǎn)率的平均值為0.11kg/kg[13]。

1.4 網(wǎng)格尺寸

在使用FDS進(jìn)行火災(zāi)數(shù)值模擬時，網(wǎng)格尺寸一般通過火源特征直徑*D來確定，火源特征直徑的公式如下：

其中，Q為火災(zāi)熱釋放速率，kW；ρ∞為空氣密度，kg/m3，c∞為空氣比熱容，(kJ/kg·K)；T∞為環(huán)境溫度，K；g為重力加速度，m/s2。

在模擬過程中，網(wǎng)格尺寸越小計(jì)算精度越高，但同時會導(dǎo)致計(jì)算時間的增加，李政在全尺寸的數(shù)值模擬中設(shè)置網(wǎng)格尺寸為0.2m[4]；王明年在研究中選取網(wǎng)格尺寸為0.2m×0.2m×0.1m[3]。綜合考慮計(jì)算機(jī)資源以及計(jì)算精度，本文在發(fā)生火災(zāi)區(qū)段60m內(nèi)的網(wǎng)格尺寸為0.1m×0.1m×0.1m，其他區(qū)段的網(wǎng)格尺寸為0.2m×0.2m×0.1m。

1.5 材料和邊界條件設(shè)置

王明年和郭雄等人研究發(fā)現(xiàn)，電纜在燃燒過程中護(hù)套和絕緣層的熱釋放貢獻(xiàn)在90%以上[3,6]。110kV 高壓電纜多為單芯電纜，其絕緣層厚度最大，如圖2 所示。本文把電纜簡化為厚度最大，燃燒熱釋放量最多的XLPE，密度為920.0kg/m3，比熱容為2.5（kJ/kg·K），熱導(dǎo)率為0.48（W/m·K）。NIST 按照美國核監(jiān)管委員會的要求進(jìn)行了名為CHRISTIFIRE 的大型電纜燃燒項(xiàng)目，得到了不同材料電纜的，本文按照XLPE 電纜的燃燒試驗(yàn)來選擇熱釋放速率曲線[14]。

圖2 高壓電纜截面Fig.2 Cross section of high voltage cable

本文考慮無檢修人員進(jìn)入廊內(nèi)的火災(zāi)情況，并按照規(guī)范設(shè)置了感溫火災(zāi)探測器，在感溫火災(zāi)探測器響應(yīng)之后的30s內(nèi)，聯(lián)動關(guān)閉風(fēng)口位置的防火閥，使管廊內(nèi)部形成密閉空間，實(shí)現(xiàn)窒息滅火[9]?？紤]最不利因素，在本文的研究中沒有設(shè)置自動滅火系統(tǒng)。

2 平行敷設(shè)方的結(jié)果分析

2.1 平行敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)發(fā)展

如圖3 所示，密閉的管廊電纜艙的火災(zāi)主要分為兩個階段，發(fā)展階段與衰退階段，其火災(zāi)熱釋放速率峰值達(dá)到了2710kW。為能清晰地看到火災(zāi)發(fā)展過程，選取火源中間30m 的區(qū)段。如圖4 所示，由于高壓單芯電纜的特性，不能緊密排布，火焰在浮力作用下，不斷引燃上層電纜，在200s 時，最頂層電纜被引燃；在這之后火焰持續(xù)不斷地撞擊頂棚，出現(xiàn)了頂棚射流現(xiàn)象，伴隨著煙氣層溫度的升高和熱輻射的共同作用下，使得頂層電纜在縱向方向上被引燃的長度增加，對側(cè)電纜則是由上至下的被點(diǎn)燃，在879s 時火災(zāi)熱釋放速率達(dá)到峰值；此時艙室內(nèi)的氧氣已經(jīng)不足，火災(zāi)逐漸熄滅；在1146s時，火災(zāi)熱釋放速率下降到0，艙室內(nèi)無明火，火災(zāi)已經(jīng)熄滅。

圖4 電纜火災(zāi)發(fā)展過程Fig.4 Development process of cable fire

當(dāng)廊內(nèi)發(fā)生火災(zāi)時，過高的火場溫度不僅會引燃更多的電纜，還會對其他附屬設(shè)施以及艙室的結(jié)構(gòu)造成一定的破壞，所以有必要對溫度分布進(jìn)行分析，為便于觀察，選擇火源中區(qū)段40m 處。如圖5所示，在200s 時火災(zāi)已經(jīng)形成了300℃以上的高溫?zé)煔庾矒繇斉锊⒀刂芾瓤v向蔓延，此時火焰還沒有直接撞擊頂棚；隨著頂層電纜被引燃數(shù)量的增多，在400s 時，已經(jīng)形成800℃以上的頂棚射流；在火災(zāi)規(guī)模最大的879s 時，雖然火勢不斷地向兩側(cè)蔓延，但由于氧氣的消耗，火源中心的溫度已經(jīng)下降；1000s 時，艙室最高溫度下降到600℃以下，高溫?zé)煔夥秶苍诳s小，在這之后火災(zāi)發(fā)生熄滅。

圖5 縱向截面溫度場Fig.5 The temperature field of longitudinal section

2.2 不同防火分區(qū)長度對火災(zāi)的影響

如圖6 所示，由于防火分區(qū)長度的改變使得整個艙室內(nèi)氧氣含量增多，因此造成了火勢的進(jìn)一步擴(kuò)大。300m 的電纜艙在1083s 時火災(zāi)熱釋放速率達(dá)到峰值，為3781kW，在1416s 時火災(zāi)熄滅；在400m 的情況下，1192s 時火災(zāi)熱釋放速率達(dá)到峰值，為4640kW，在1713s 時火災(zāi)熄滅。同時，當(dāng)防火分區(qū)長度發(fā)生改變之后，火災(zāi)熱釋放速率的增長率也發(fā)生了改變，在電纜被引燃之后的800s 以內(nèi)，其增長率幾乎恒定，為3.12kW/s，在800s～1000s 內(nèi)，增長率平均值為3.99kW/s，在1000s～1200s 內(nèi)，增長率為6.55kW/s，火災(zāi)熱釋放速率的增長率與防火分區(qū)長度呈正相關(guān)。

圖6 不同防火分區(qū)的電纜火災(zāi)熱釋放速率Fig.6 Heat release rate of cable fire in different compartments

由表1 可以看出，在火焰頂棚射流和高溫?zé)煔獾墓餐饔孟?，防火分區(qū)長度的改變對頂層電纜影響最大，其火災(zāi)蔓延長度近似等比例增加，且氧氣含量的增多也使得對側(cè)頂層電纜也更多的被引燃，從而導(dǎo)致火災(zāi)熱釋放速率增長率在800s 之后的增加。位置越靠近下層影響越小，底部三層的電纜火災(zāi)蔓延長度在不同長度的防火分區(qū)下幾乎不變。

表1 電纜火災(zāi)蔓延長度Table 1 Spread length of cable fire

3 品字形敷設(shè)方式對火災(zāi)的影響

高壓電纜在廊內(nèi)敷設(shè)時，另一種常見的敷設(shè)方式為品字形敷設(shè)方式。高壓電纜多為單芯電纜，三相電纜呈品字布置時，在空間上三相電流的矢量和為零，可以提高電纜的載流量。但是，品字形敷設(shè)方式相較于平行敷設(shè)方式，電纜之間的過度擁擠會使得散熱效果變差，可能會具有更大的火災(zāi)危險(xiǎn)性[15]。

3.1 品字形敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)發(fā)展

如圖7 所示，在火災(zāi)發(fā)展初期，品字形敷設(shè)的電纜排布緊密，底層電纜燃燒時火焰只能通過兩側(cè)向上蔓延，導(dǎo)致品字形敷設(shè)的電纜在豎向方向上火焰蔓延速度小于平行敷設(shè)方式，因此初期的火災(zāi)熱釋放速率增長率較小，在300s 內(nèi)的火災(zāi)熱釋放速率的平均增長率為2.26kW/s。但同樣是由于電纜排列緊密，燃燒時由于熱傳導(dǎo)和熱輻射的影響，橫向電纜火災(zāi)蔓延速度較平行布置較快，隨著火勢的發(fā)展品字形敷設(shè)方式的火災(zāi)熱釋放速率增長較快，在300s～792s 期間的火災(zāi)熱釋放速率的平均增長率為5.25kW/s。且在792s 時達(dá)到火災(zāi)熱釋放速率峰值為3540kW，由于火勢更大，消耗艙室內(nèi)的氧氣更快，在1032s 時火災(zāi)熱釋放速率下降到0，火災(zāi)熄滅。

圖7 不同敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)熱釋放速率Fig.7 Heat release rate of cable fire with different laying methods

3.2 不同防火分區(qū)長度對火災(zāi)的影響

與平行敷設(shè)方式相同，當(dāng)火災(zāi)位于中心位置時，更長的防火分區(qū)長度導(dǎo)致密閉空間有更多的氧氣含量，火災(zāi)規(guī)模擴(kuò)大。由圖8 可以看出，防火分區(qū)長度為300m 時在1011s 到達(dá)其火災(zāi)熱釋放速率峰值，為4103kW，在1342s 時火災(zāi)發(fā)生了熄滅；防火分區(qū)長度為400m 時的電纜艙在1136s 到達(dá)其火災(zāi)熱釋放速率峰值，為4720kW，熄滅時間為1609s。

圖8 不同防火分區(qū)的電纜火災(zāi)熱釋放速率Fig.8 Heat release rate of cable fire in different compartments

在400m 內(nèi)的防火分區(qū)長度，品字形敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)熱釋放速率峰值始終大于平行敷設(shè)方式，但是其差值呈逐漸減小的趨勢，分別是830kW，322kW 和80kW。出現(xiàn)這種現(xiàn)象是品字形敷設(shè)方式的電纜兩側(cè)間距較遠(yuǎn)，引燃對側(cè)電纜更加困難。品字形敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)在防火分區(qū)長度為200m和300m 時都沒有引燃對側(cè)電纜，當(dāng)防火分區(qū)長度為400m 時對側(cè)頂層電纜的電纜火災(zāi)蔓延長度也沒有超過4m，遠(yuǎn)小于平行敷設(shè)方式下的11.5m。

4 不同火源位置對火災(zāi)的影響

4.1 不同火源位置的火災(zāi)發(fā)展

在實(shí)際的火災(zāi)場景中，火災(zāi)可能發(fā)生在不同的位置，本節(jié)考慮火災(zāi)發(fā)生在端部，分析其火災(zāi)特性。如圖9 所示，火災(zāi)在不同的位置下熱釋放速率的曲線相差不大，在777s 達(dá)到其火災(zāi)釋放速率峰值，為2890kW，在1020s 時火災(zāi)熄滅。

圖9 不同位置的電纜火災(zāi)熱釋放速率Fig.9 Heat release rate of cable fire at different locations

但是，如圖10 所示，當(dāng)火災(zāi)發(fā)生在端部時，火勢并非呈對稱發(fā)展，且下層火焰向近壁端產(chǎn)生一定的傾角，類似通風(fēng)速度使得火焰發(fā)生傾斜。通過分析，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是由于靠近端部的煙氣更快地撞擊近壁端產(chǎn)生回流，熱損失較小，下層電纜的左側(cè)溫度高于右側(cè)，形成了壓力差。但近壁端氧氣含量較少，很快被消耗，所以使得頂層電纜火災(zāi)向遠(yuǎn)壁端蔓延。

圖10 火焰傾斜和溫度分布Fig.10 Flame tilting and temperature distribution

4.2 不同防火分區(qū)長度對火災(zāi)的影響

當(dāng)防火分區(qū)長度改變時，如圖11所示，火災(zāi)熱釋放速率曲線幾乎相同，說明電纜火災(zāi)蔓延范圍沒有擴(kuò)大，氧氣在更長的防火分區(qū)下并沒有被完全消耗。考慮到是煙氣壓迫所導(dǎo)致的火災(zāi)熄滅，選擇煙氣前端120m～200m范圍的溫度分布來進(jìn)行觀察。

圖11 不同防火分區(qū)長度的電纜火災(zāi)熱釋放速率Fig.11 Heat release rate of cable fire in different compartments

選擇觀察120m～200m 的煙氣溫度分布，如圖12 所示。在200s 時，煙氣已經(jīng)蔓延到120m 處。隨著火勢的擴(kuò)大，使得管廊內(nèi)壁被加熱，導(dǎo)致熱損失減小。在600s、800s 時，可以看出溫度分布沒有明顯的變化，說明在與冷空氣的熱量交換以及壁面的吸熱作用下，煙氣前端溫度已經(jīng)下降到環(huán)境溫度，煙氣縱向流動過程很緩慢，無法卷吸更多的遠(yuǎn)端空氣進(jìn)入火源區(qū)段，使得火勢逐漸下降；同時因?yàn)榛鹪刺幍臏囟冉档蛯?dǎo)致煙氣前進(jìn)動量減少，沉降速度加快，火災(zāi)發(fā)生了熄滅。所以，位于電纜艙端部的火災(zāi)發(fā)生熄滅并不是由于整個艙室內(nèi)的氧氣不足所致，而是煙氣壓迫阻礙空氣進(jìn)入所導(dǎo)致，當(dāng)防火分區(qū)長度發(fā)生改變時火災(zāi)的危害性沒有擴(kuò)大。

圖12 煙氣在120m-200m的溫度分布Fig.12 Temperature field of smoke in 120m-200m

5 結(jié)論

（1）當(dāng)火災(zāi)發(fā)生在電纜艙中部時，火災(zāi)發(fā)展和溫度都呈對稱分布，且平行敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)熱釋放速率的增長率隨著防火分區(qū)長度的增加而增大。

（2）品字形敷設(shè)方式的電纜火災(zāi)規(guī)模在400m內(nèi)始終大于平行敷設(shè)方式，但由于平行敷設(shè)方式的電纜與對側(cè)電纜的距離較近，使得火災(zāi)熱釋放速率的峰值差距隨著防火分區(qū)長度的增加而減小。

（3）當(dāng)火災(zāi)發(fā)生在電纜艙端部時，火焰在下層電纜由于兩端的溫度差形成了一定的火焰傾角，且由于煙氣的沉降，防火分區(qū)長度的改變并沒有擴(kuò)大電纜火災(zāi)的規(guī)模，所以在整個綜合管廊中更應(yīng)該注重艙室中部的防火設(shè)計(jì)。