陶亮亮，張逸敏，任小川，白 赟，曾艷華

(1.西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；2.四川省交通勘察設計研究院有限公司， 四川 成都 610017)

救援站是長度大于20 km的長大鐵路隧道不可或缺的附屬構造物，對挽救人員生命安全起到重要作用。列車著火后必須立即駛入緊急救援站內進行疏散撤離工作，在疏散撤離過程中如何使煙氣不侵入橫通道則是順利完成疏散撤離工作的重中之重。目前，國內外學者采用模型試驗與數(shù)值模擬的方法對火災時救援站內煙氣控制進行了研究。李琦[1]根據概率可靠度理論設計了高速鐵路隧道緊急救援站的排煙量確定方法。趙東平等[2]采用通風網絡算法，研究了鄭萬高速鐵路隧道口緊急救援站防災通風參數(shù)。秦寧然等[3]基于FDS建立了鐵路隧道緊急救援站模型，研究了不同補風量對鐵路隧道緊急救援站排煙效果的影響。羅欣宇[4]分析了雙洞鐵路緊急救援站內溫度、煙氣分布及各疏散橫通道壓力、流速分布情況，提出了雙洞鐵路隧道緊急救援站風機的布置原則。Li等[5]通過1∶48縮尺模型試驗研究了熱釋放率、隧道阻塞和火源位置對救援站橫通道煙氣控制的影響。Xu等[6]研究了不同通風量對救援站橫通道控煙效果的影響。曹正卯等[7]等依托關角隧道對高海拔條件下火災發(fā)展及人員疏散過程進行研究，確定高海拔特長鐵路隧道定點救援站合理的救援橫通道數(shù)量為8～9座。李穎臻等[8]建立了計算聯(lián)絡通道臨界風速的模型，并認為救援站聯(lián)絡通道的臨界弗勞德數(shù)為2.46。Kirkland[9]通過對1996年英法海底隧道火災的分析，論述了安全隧道對人員疏散和維修加固工作的重要意義。Kim等[10]對韓國Sol-An鐵路隧道中長1.3 km的會讓站，建立了1∶48的縮尺試驗模型，研究救援站的煙氣流動行為特性。曾艷華等[11]基于通風網絡理論編制了適用于復雜隧道的通風計算程序，并研究了不同工況下鐵路隧道風量分布，驗證了該通風程序的可行性并認為可進一步在鐵路隧道救援站通風設計中使用該通風程序。

盡管目前已有部分關于特長鐵路隧道火災時救援站煙氣控制的研究成果，但對于著火列車?？烤仍竞蟛煌L模式下橫通道煙氣控制的研究尚且較少。隨著川藏鐵路的開工建設，長大鐵路隧道作為線路上的控制節(jié)點對整個川藏線能否如期建成起著至關重要的作用。而列車發(fā)生火災?？克淼谰仍緯r如何順利進行人員疏散工作又是一個必須認真對待的問題，因此有必要對著火列車停靠救援站后煙流特性與控煙疏散方案進行進一步研究與優(yōu)化。本文以列車中部著火為例開展著火列車駛向并停于救援站后的控煙試驗，研究“橫通道分散防煙”和“橫通道分散防煙+豎井排煙”兩種通風模式下救援站橫通道煙氣控制效果，所得結果可為類似工程的控煙方案設計提供參考。

1 模型試驗

1.1 模型隧道

試驗平臺為1∶50小尺寸模型隧道，模型隧道與全尺寸原型隧道各物理量之間的換算關系見表1。模型隧道由兩條65 m長的隧道和11條長0.5 m、間隔1 m的聯(lián)絡橫通道組成。救援站長11 m，救援站前隧道長30 m，救援站后隧道長24 m。將橫通道從隧道入口端至出口端依次編為1～11號，如圖1所示。隧道主體結構選用透明有機玻璃制作，斷面為直徑0.16 m的圓形。列車模型尺寸分別為6 m×0.06 m×0.08 m(長×寬×高)。

表1 試驗模型相似比匯總

圖1 試驗平臺圖示(單位：m)

試驗中加入風速傳感器，將它們布置在救援站橫通道內，用來監(jiān)測橫通道各斷面的風流速度變化，其量程為0～2 m/s，風速探頭置于隧道正下方35 mm處。在隧道一側布置11臺攝像設備對全隧道的煙氣蔓延情況進行記錄。為了精確確定煙氣蔓延位置變化情況，在主隧道上進行刻度標記，每隔0.5 m做一個小標記，隔1 m做個大標記，如圖2所示。

圖2 主隧道刻度標記

1.2 試驗工況

在未設置避難室的救援站內，火災時開啟送風機由平行導坑向橫通道內送風，疏散人員迎著新風沿橫通道進入平行導坑，這種方案稱為分散防煙方案。為避免煙氣進入橫通道進而流向平行導坑威脅疏散人員生命安全，應保證橫通道口風速達到抑制煙氣侵入的臨界風速。本文主要研究橫通道分散防煙和橫通道分散防煙+豎井排煙兩種模式下橫通道內風流分布及煙氣蔓延情況，如圖3所示。試驗過程中改變的參數(shù)為平行導坑兩端壓入的新風量和豎井的排煙量，不同防煙模式下的詳細試驗參數(shù)見表2和表3。試驗時列車模型初始速度取4 m/s，勻速行駛6 s后以-0.5 m/s2的加速度開始減速，歷經8 s停于救援站中部，停止60 s后試驗結束，全程共計74 s，通過數(shù)據采集系統(tǒng)獲得全程相應的風速。所有試驗都是在列車?？烤仍竞筘Q井排煙隨即啟動的情況下開展的。

圖3 防煙模式示意

表2 分散防煙模式試驗工況

表3 分散防煙+豎井排煙模式試驗工況

2 試驗結果與分析

2.1 橫通道分散防煙2.1.1 橫通道內煙氣控制

不同試驗工況下各橫通道口流速隨停車時間的分布曲線如圖4所示，圖中橫通道流速方向以由平行導坑流向主隧道為正，反之為負。若未加壓送風，救援站內所有疏散橫通道均有煙氣侵入，這會對人員疏散造成嚴重的安全威脅。因此，在著火列車停于救援站進行疏散救援期間，需要從平行導坑向疏散橫通道內加壓送風，保證疏散人員迎著進風風流進行撤離，防止高溫有毒煙氣侵入疏散橫通道。送風量主要影響橫通道內風流到達穩(wěn)定階段的時間，1號橫通道內風流速度的滯后性最大，這是因為運動列車產生的活塞風對1號橫通道的影響最大。工況1救援站內的活塞風在55 s后才完全消除；工況2～工況5時，救援站內受活塞風影響的時間為7～40 s。工況4(加壓送風量為0.014 7 m3/s)時，橫通道內的活塞風已經能快速地得到控制，而且11條疏散橫通道內流向主隧道的風速在0.18～0.57 m/s之間。

圖4 分散防煙模式中不同風量下橫通道口風速分布

不同試驗工況下各橫通道口煙氣侵入情況如圖5所示，圖中縱軸數(shù)值0表示煙氣已侵入，縱軸數(shù)值1表示煙氣未侵入。工況1時，救援站內疏散橫通道煙氣侵入嚴重，在停車24 s后全部橫通道均被煙氣侵入。兩端壓入風量較小時，不能保證全部橫通道均未被煙氣侵入；工況4中，停車8 s后所有橫通道均無煙氣侵入；隨著壓入風量的增加，所有橫通道消除煙氣侵入所需時間變短，當壓入風量為0.019 6 m3/s時(工況5)，停車6 s后，所有疏散橫通道已無煙氣侵入。但當送風量大于0.0 147 m3/s時，送風量對橫通道內煙氣控制的影響不是很大，機械通風對消除橫通道內活塞風及煙氣控制的影響是有限度的，工況4(送風量為0.014 7 m3/s)較為合適。

圖5 分散防煙模式中不同送風工況橫通道口煙氣侵入情況

2.1.2 橫通道臨界風速對比分析

通過上述煙氣侵入橫通道情況與對應時刻橫通道內風速的分析，可以得到模型試驗中阻止煙氣侵入橫通道的控煙風速。由于火源上游存在較多滯留煙氣，在列車停止前，已有部分滯留煙氣侵入疏散橫通道及安全隧道，侵入橫通道的煙氣不是煙氣蔓延前鋒，故對于火源上游橫通道，其內無煙氣時，僅代表驅走了入侵的滯留煙氣，此時的風速也不是抑制煙氣前鋒侵入橫通道的臨界風速。因此，需要通過分析火源下游橫通道的試驗結果來得到模型試驗中抑制煙氣侵入橫通道的臨界風速。

以火源下游第一個橫通道為研究對象，得到抑制煙氣侵入橫通道的臨界風速，見表4。著火列車停止后，隨著停車時間的增加活塞風逐漸衰減，火源上游風速隨之減小，而橫通道抑制煙氣侵入的臨界風速逐漸增大。當火源上游風速為0時，臨界風速達到最大，約為0.25 m/s。這是由于隨著火源上游縱向風速的減小，隧道內煙氣溫度升高，橫通道口熱壓增加，導致抑制煙氣侵入的臨界風速增大。

表4 抑制煙氣侵入橫通道的臨界風速

李穎臻等[8]推導了鐵路隧道救援站橫通道臨界風速計算模型，并認為臨界弗勞德數(shù)Frc可取2.46。本文基于橫通道臨界風速計算模型，得到了不同加壓送風量下橫通道抑制煙氣侵入的臨界風速，見表4。沒有機械通風時，試驗值與理論計算值的誤差最小，這是因為沒有機械通風時隧道內的流場分布均勻且變化不大，儀器測量誤差??；隨著加壓送風量的增加，臨界風速計算值和試驗值都減??；總之，隨著加壓送風量的增加，臨界風速理論計算值和模型試驗實測值之間的差距越來越大，最大差值為0.44 m/s。理論計算得到的橫通道抑制煙氣侵入的臨界風速的相對誤差在0.02%～27.33%之間，理論計算得到的抑制煙氣侵入疏散橫通道的臨界風速與試驗結果較為吻合，理論計算結果較試驗結果偏大，但可以保證理論結果應用于實踐偏于安全。

2.2 橫通道分散防煙+主隧道豎井排煙

當兩端送風量大于0.009 8 m3/s時，橫通道內風速能迅速達到穩(wěn)定狀態(tài)，因此接下來只討論兩端送風量為0.009 8 m3/s時不同豎井排煙量下橫通道煙氣蔓延情況，如圖6所示。

圖6 兩端加壓風量0.0098 m3/s時不同豎井排煙量下橫通道煙氣蔓延情況

工況8和工況14中，各橫通道中風速在列車停止30 s才穩(wěn)定；工況11中，各橫通道中風速在列車停止10 s就已穩(wěn)定。這是因為當豎井沒有機械通風時，活塞風對橫通道的內風流的影響時間很長；當豎井排煙風量為0.009 8 m3/s時，盡管活塞風在豎井的作用下很快消失，但排煙風量太大會增加豎井排煙風量和橫通道送風量之間的平衡時間；當豎井排煙風量為0.004 9 m3/s時，6號和7號橫通道中風速分布與沒有豎井時相似，說明此時排煙風量與送風量之間的作用相對均衡，因此各橫通道內的風速能迅速達到穩(wěn)定狀態(tài)。

工況6～工況14時橫通道煙氣蔓延情況如圖7～圖9所示(圖中縱軸0和1含義同圖5)。由圖7～圖9可知，平行導坑內沒有加壓送入新風時，增大豎井排煙量對橫通道煙氣控制作用不大，單靠豎井排煙很難保證救援站內有一個良好的逃生環(huán)境。當豎井排煙量一定時，增大兩端送風量有利于疏散橫通道煙氣的控制，壓入風量越大，所有橫通道消除煙氣侵入所需時間越短。兩端壓入風量一定時，豎井排煙量并不是越大越好，如圖8(b)和圖9(b)所示，若豎井排煙量偏大，會使火源上游流速增大，反而導致上游較多的滯留煙氣侵入上游橫通道，對上游疏散橫通道煙氣的控制不利。因此，橫通道內煙氣控制是綜合考慮豎井排煙量和平行導坑送風量的結果。但當兩端加壓送風量為0.009 8 m3/s時，增大豎井排煙量所有橫通道均沒有煙氣侵入，豎井排煙量主要影響保證橫通道沒有煙氣侵入的時間。

圖7 豎井排煙量0 m3/s時不同送風量下橫通道煙氣蔓延情況

圖8 豎井排煙量為0.004 9 m3/s時不同送風量下橫通道煙氣蔓延情況

圖9 豎井排煙量為0.009 8 m3/s時不同送風量下橫通道煙氣蔓延情況

2.3 控煙方案

通過對兩種控煙模式下試驗結果分析可以發(fā)現(xiàn)：若不進行豎井排煙，僅從平行導坑兩端向橫通道壓入新風，為了有效抑制煙氣侵入疏散橫通道，需要從兩端壓入較多的新風，當壓入新風達0.014 7 m3/s時，耗時8 s才能保證所有橫通道內無煙氣侵入；而將所有橫通道內無煙氣侵入的時間縮短至6 s，則需要從兩端壓入0.019 6 m3/s的新風，在實際情況下實施難度很大。若豎井排煙量為0.004 9 m3/s，從兩端壓入的風量為0.009 8 m3/s時，耗時5 s可以保證所有橫通道內無煙氣侵入。由此可見，采用分散防煙+豎井排煙的模式，在滿足無煙氣侵入疏散橫通道的前提下，可以有效減小兩端的壓入風量，減小高溫有毒煙氣對火災隧道的危害。因此，當列車停于救援站進行疏散撤離時，建議采用橫通道分散防煙+豎井排煙的控煙策略。

3 結論

(1)對比分析抑制橫通道煙氣侵入的理論計算結果與臨界風速試驗結果，臨界風速理論值與試驗結果具有較好的一致性，兩者之間的誤差在0.02%～27.33%之間，理論計算結果較試驗結果偏大，可以保證理論結果應用于實踐偏于安全。

(2)從平行導坑兩端向疏散橫通道內壓入新風，可有效阻止火災隧道內高溫有毒煙氣侵入疏散橫通道，送風量對消除橫通道內活塞風及煙氣控制的影響是有限的，送風量為0.014 7 m3/s較為合適。

(3)壓入風量一定時，增加豎井排煙有利于疏散橫通道的控煙，當排煙流量較大時，會使火源上游流速增大，反而導致上游較多的滯留煙氣侵入上游橫通道，對上游疏散橫通道煙氣的控制不利。

(4)采用橫通道分散防煙+豎井集中排煙的模式，在滿足無煙氣侵入疏散橫通道的前提下，可以有效減小兩端的壓入風量?；谠囼灲Y果認為：豎井排煙量為0.004 9 m3/s，兩端壓入的風量為0.009 8 m3/s時能很好地保障橫通道的疏散環(huán)境。