陳 嘉 王 文 孫三祥

（1.陜西鐵路工程職業(yè)技術學院 渭南 714000；2.蘭州交通大學環(huán)境與市政工程學院 蘭州 730070）

0 前言

隧道施工、運營通風中，有效地利用豎井自然通風來輔助隧道本身的機械通風，可以提高通風效果，節(jié)約能耗[1,2]。

國內外學者對隧道通風研究做了大量理論和試驗研究。張恒等[3]以錦州地下儲油洞庫群和官田隧道的施工通風為依托，采用理論分析、數(shù)值模擬及現(xiàn)場測試對豎井自然通風效應的影響參數(shù)進行了研究。Chuangang F 等[4]采用大渦模擬方法研究了強環(huán)境風對自然通風條件下隧道火災的影響及豎井內“煙囪效應”煙氣運動規(guī)律。張亞琴等[5]以誘導通風量及熱水換熱溫差為試驗指標，選取豎井高度、豎井通道直徑、入口水溫及水流量作為四個試驗因素，研究豎井通風系統(tǒng)中關鍵參數(shù)對系統(tǒng)性能的影響程度，通過極差分析方法對各試驗因素的影響程度進行了正交試驗方案設計。朱培根等[6]采用CFD 方法，對25 種豎井送排風組合進行了模擬，分析了不同送排風組合隧道內的通風效果。姜童輝等[7]通過開展小尺寸實驗以及FDS 數(shù)值模擬實驗，研究縱向通風對不同高度豎井的排煙影響并確定最佳通風風速。通過分析縱向通風風速、豎井高度對吸穿現(xiàn)象、邊界層分離的影響規(guī)律，討論了吸穿現(xiàn)象的臨界條件。Fan 等[8]通過大渦模擬（LES）研究了豎井上方環(huán)境風對隧道自然通風效果的影響，通過系統(tǒng)地改變豎井上方的環(huán)境風速和隧道縱向風速，對煙氣運動特性進行了詳細研究。王文[9,10]等采用FLUENT 軟件，分析了隧道豎井位于隧道縱向不同位置時隧道內風速及流場分布規(guī)律，根據豎井風塔在不同結構工況下的出量及流場分布對豎井結構進行優(yōu)化計算。對于隧道豎井通風方面的研究主要集中于豎井自然通風及排煙領域，同時對豎井直徑、高度、設置位置等也有較多研究，但對于豎井出口外結構流場及其與豎井出流關系的研究較少。

研究依托于當金山隧道工程實際，對豎井結構進行優(yōu)化，采用數(shù)值模擬軟件Fluent，選用RNGk-ε湍流模型，對不同豎井結構下的通風效果進行模擬研究，分析不同風塔外結構下隧道豎井外部流場分布及阻力特性關系，提出一種最為合理的豎井風塔外結構模型，為隧道通風及節(jié)能提供參考依據。

1 模型建立

當金山隧道全長20.14km（隧道進口高程為2864.83，出口高程為3107.00），隧道通過區(qū)海拔在2600-4000m 左右。隧道除進口段470m 為雙線車站隧道，其余洞身為單線隧道。全隧道除出口段224.18m 位于R-1600m 的曲線上外其余均位于直線上，隧道洞身坡度依次為6‰/570m、12.3‰/19200m、7‰/370m 的單面上坡。隧道建設初期為縮短高海拔獨頭施工通風距離，隧道中部設置了2座通風豎井，豎井采用圓形斷面外徑為3.0m，運營期間1 號豎井封閉，2 號豎井作為永久的防災救援風道使用。由于環(huán)境風速對豎井風塔出流有很大的影響，故研究主要針對不同豎井外型結構在不同環(huán)境風速下出流量及流場分布規(guī)律。隧道主體建筑如圖1所示。

圖1 隧道主體建筑示意圖Fig.1 Main building diagram of tunnel

1.1 物理模型

采用CFD軟件分別對無豎井風塔、圓柱風塔、矩形風塔和凸臺狀風塔進行簡化建模，底座h=0.2m，風塔高H=2m，最薄壁面厚度δ=0.2m。豎井內斷面為圓形斷面，外徑R=1.5m。計算區(qū)域（長×寬×高）50×40×20 m。風塔結構如圖2所示。

圖2 風塔幾何結構Fig.2 Tower geometry

1.2 數(shù)學模型

采用基于Navier—Stokes 方程的風流模型，選取RNGk-ε湍流模型使方程組封閉。隧道豎井及外環(huán)境空氣湍流流動與氣體擴散用到的控制方程有質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程、湍流動能k方程、湍流動能耗散率ε方程。

連續(xù)性方程：

動量守恒方程：

湍流脈動動能k方程：

湍流動能耗散ε方程：

由湍動能k和耗散率ε共同決定了湍流密度μt：

式中，ui為速度分量，m/s；ρ為流體密度，kg/m3；G表示由于平均速度梯度而產生的湍動能；μ為層流動力黏性系數(shù)，Pa·s；μt為紊流動力黏性系數(shù)，Pa·s；σk和σε分別對應湍動能k與湍流耗散率ε的Prandtl 數(shù)，c1、c2與cμ為經驗常數(shù)。最終選擇c1、c2、cμ、σk、σε的值為：c1=1.44，c2=1.92，cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

1.3 邊界條件

（1）入口邊界：豎井底部為壓力入口P=10Pa，環(huán)境風入口為壓力入口，對應風速環(huán)境風速：ve=1、2、3、5、7、9m·s-1。

（2）出口邊界：環(huán)境風出口邊界為壓力出口P=0Pa。

（3）壁面邊界：地面為無滑移恒溫邊界，溫度T=298K，其余邊界設置為對稱邊界。

主要模擬工況設置如表1所示。

表1 主要模擬工況設置Table 1 Settings of main simulated working condition

2 模擬方式選取

2.1 數(shù)值算法

速度場模擬選取RNGk-ε湍流模型，流場迭代采用SIMPLE 算法，壓力場采用標準方式離散，其他參數(shù)采用二階迎風格式離散。利用網格劃分軟件，采用六面體和四面體網格結構對模型計算區(qū)域進行分區(qū)網格劃分，對豎井出流口附近區(qū)域進行網格加密。并已進行網格無關性檢驗，確保網格數(shù)量對模擬結果無影響。

2.2 結果驗證

為確保模擬方式選取、參數(shù)設置及模擬結果的正確性，選取相近研究模型進行模擬，并將模擬與文獻測量壓力系數(shù)Cp值作對比分析，壓力系數(shù)按Cp=(P-P0)/(0.5ρU20)計算，其中P為內表面平均靜壓 力，P0為 參 考 值 靜 壓，ρ為 空 氣 密 度（ρ=1.225kg·m-3），U0為自由流速度。對比結果如圖3所示[10]。

圖3 模擬驗證Fig.3 Simulation Verification

由圖3 可以看出，CFD 模擬值與文獻值契合度較好，文獻測量值與模擬值最大絕對偏差約為7%。對于本文的研究，選用相似模擬設置進行模擬，模擬結果可靠。

3 模擬結果及分析

3.1 外環(huán)境風速對流場的影響

以圓柱狀風塔為例，截取距地高h=1m 截面對不同外環(huán)境風速下的速度場做分析，如圖4所示。

圖4 速度分布云圖Fig.4 Velocity distribution

由圖4 可以看出，風塔其后側速度都較低，且后側范圍影響遠大于前側。在風塔兩側由于繞流作用，形成了較高的繞流速度。隨著外環(huán)境風速的不斷增大圓柱后端渦流作用區(qū)域逐漸增大，同時渦流區(qū)的擾動也逐漸增強。

取y=0m、h=1m 位置作為壓力系數(shù)監(jiān)測線，監(jiān)測不同外環(huán)境風速工況下圓柱風塔前后壓力系數(shù)分布，結果如圖5所示。

圖5 不同風速壓力系數(shù)Fig.5 Pressure coefficient of different wind speed

由圖5 可以看出，相同風塔結構、不同外環(huán)境風速工況下，風塔來流側壓力系數(shù)差異極小。風塔背風側渦流區(qū)域壓力系數(shù)值小于0，且在塔后x≈7m的范圍內呈遞增關系，x≈7m 后范圍壓力系數(shù)維持恒定。隨著環(huán)境風速的增大，壓力系數(shù)逐漸增大，但環(huán)境系數(shù)最大突變區(qū)域集中在環(huán)境風速ve=3～5m·s-1范圍之內。表明在風速大于5m·s-1后，隨外環(huán)境風速增大，風塔后側對豎井出流的積極作用逐漸減弱。

3.2 風塔結構對流場的影響

以外環(huán)境風速ve=5m·s-1為例，截取y=0 截面不同豎井風塔外結構下豎井風塔附近壓力分布云圖，分析不同豎井風塔外結構對豎井出流的影響，如圖6所示。

圖6 不同風塔結構壓力分布Fig.6 Pressure distribution of different tower structures

由圖6 可以看出，隨著風塔結構的不斷優(yōu)化，豎井出口段動壓力逐漸增大，表明豎井出流速度逐漸增大。風塔來流側動壓為0 的區(qū)域隨著結構優(yōu)化逐漸減小，風塔背風側動壓為0 的區(qū)域呈逐漸增大趨勢，矩形風塔與凸臺風塔背風側壓力分布較為相似。

以外環(huán)境風速ve=5m·s-1為例，截取不同風塔結構h=1m 截面速度分布云圖分析其差異，如圖7所示。

圖7 不同風塔結構速度分布Fig.7 Velocity distribution of different tower structures

由圖7 可以看出，在外環(huán)境風速ve=5m·s-1工況下，隨著風塔外結構截面積的不斷增大，其渦流影響區(qū)域也逐漸增大。圓柱風塔后端在該界面沒有出現(xiàn)明顯的回流現(xiàn)象，矩形風塔后端最大回流速度約為0.5m·s-1，凸臺風塔后端最大回流速度約為1.5m·s-1。圓柱風塔兩側影響區(qū)域最小，凸臺狀風塔外結構兩側影響區(qū)域較矩形狀風塔小。

以外環(huán)境風速ve=5m·s-1為例，取y=0m、h=1m作為壓力系數(shù)監(jiān)測線，監(jiān)測結果如圖8所示。

圖8 不同風塔結構壓力系數(shù)Fig.8 Pressure coefficient of different tower structures

由圖8 可以看出，風塔外結構來流側壓力系數(shù)凸臺狀風塔最大、矩形風塔次之、圓柱風塔最小，背風側壓力系數(shù)凸臺狀風塔最小、矩形風塔次之、圓柱風塔最大。豎井出口壓力主要受來流受建筑物前端阻礙所形成的正壓、建筑物后端由于渦流形成的負壓所影響及豎井內部壓力共同作用所決定。由此可知，隧道豎井內部壓力變化較小，豎井出口壓力主要由建筑物前后端的正、負壓所決定。建筑物前端形成的正壓能有效減小來流對豎井出口的封堵作用，降低豎井出口處壓力。建筑物后端形成的負壓能增大豎井出流面積，同時也降低豎井出口處壓力。

4 結論

研究依托工程實際，采用CFD 方法對不同豎井結構下的通風效果進行模擬研究，分析不同風塔外結構下隧道豎井外部流場分布及阻力特性關系，主要結論如下：

（1）隧道豎井不設出口結構時，外界環(huán)境風豎井有效出流面積減小，豎井出流量降低。豎井采用不同風塔外結構，環(huán)境風流在風塔前端形成正壓，在風塔后端形成負壓渦流區(qū)，最大限度保留了豎井出流面積，同時增大了出流速度。

（2）常見圓柱狀風塔背風側渦流區(qū)域壓力系數(shù)值小于0，且在塔后x≈7m 的范圍內呈遞增關系，x≈7m 后范圍壓力系數(shù)維持恒定。隨著環(huán)境風速的增大，壓力系數(shù)逐漸增大，但環(huán)境系數(shù)最大突變區(qū)域集中在環(huán)境風速ve=3～5m·s-1范圍之內。表明在風速大于5m·s-1后，隨外環(huán)境風速增大，風塔后側對豎井出流的積極作用逐漸減弱。

（3）豎井出口壓力主要由建筑物前后端的正、負壓所決定。同一環(huán)境風速下，矩形或凸臺狀風塔前端、后壓力值以及影響范圍最大，表明矩形或凸臺狀風塔形成的豎井出流效果最佳。