雷鵬，陳長坤，趙冬月

(中南大學(xué) 防災(zāi)科學(xué)與安全技術(shù)研究所，湖南 長沙 410075)

隨著城市化水平的提高和隧道建設(shè)技術(shù)的發(fā)展，世界范圍內(nèi)隧道數(shù)量和復(fù)雜度均逐年增加[1]。隧道在提高生產(chǎn)生活效率的同時，內(nèi)部通行的高密度人流和車流使火災(zāi)事故發(fā)生的可能性有增無減[2]，給隧道的火災(zāi)安全帶來了較大的威脅。結(jié)構(gòu)復(fù)雜的隧道網(wǎng)絡(luò)內(nèi)往往存在一個甚至多個分岔，發(fā)生火災(zāi)時內(nèi)部的煙氣流動狀態(tài)與傳統(tǒng)的單管隧道有很大的不同[3]。針對傳統(tǒng)的單管隧道的事故救援策略可能不適用于分岔隧道，因此有必要對分岔隧道內(nèi)火災(zāi)發(fā)生時的煙氣流動和控制展開相應(yīng)的研究。隧道頂棚下方最大溫度和臨界風(fēng)速是研究隧道火災(zāi)煙氣流動的2個主要研究方面，研究手段主要有理論分析、數(shù)值模擬和全(縮)尺寸實驗。針對分岔隧道火災(zāi)，LⅠU等[4-5]開展了全尺寸實驗和數(shù)值模擬，研究了自然通風(fēng)下地鐵分岔隧道連接處發(fā)生火災(zāi)時的頂棚下方最大溫度。HUANG 等[6]通過模型實驗研究了不同通風(fēng)狀態(tài)下頂棚下方最大溫度。YANG 等[7]以三分岔隧道為例開展了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)即使安裝了設(shè)計良好的通風(fēng)系統(tǒng)，分岔隧道內(nèi)也可能出現(xiàn)多種煙氣流動狀態(tài)，不利于人員的疏散。進一步地，LⅠU等[8-9]提出了針對分岔隧道內(nèi)的臨界風(fēng)速表達式。DU 等[10]提出了針對城市交通聯(lián)系隧道的縱向通風(fēng)控制方法。此外，也有學(xué)者研究了分岔隧道火災(zāi)的火羽流特征[11]、頂棚下方縱向溫度分布[12]以及分岔隧道的封堵滅火[13]等。這些研究豐富了人們對分岔隧道火災(zāi)安全的理解。由于分岔隧道結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，上述研究沒有也不可能對所有結(jié)構(gòu)的分岔隧道進行研究?，F(xiàn)實生活中存在一種聯(lián)系隧道：較短的入口匝道匯入較長的主隧道，分岔的夾角較小，如進入地下車庫的匝道等。針對此類隧道的火災(zāi)安全研究較少。鑒于此，本文通過開展縮尺寸實驗，假定火源位于分岔口處，擬通過研究不同火源功率和縱向通風(fēng)風(fēng)速情況下的溫度場，分析分岔隧道臨界風(fēng)速的特點和變化規(guī)律，以期為類似的分岔隧道的消防安全提供科學(xué)參考。

1 實驗設(shè)計

采用1/10 縮尺寸分岔隧道模型開展實驗，如圖1 所示。主隧道長9.0 m，寬0.6 m，高0.45 m，橫截面為矩形；支路隧道長4 m，橫截面與主隧道相同。岔道與主隧道夾角為15°。使用水平儀對模型隧道進行校準，確保隧道水平。火源位于主隧道中央分岔處。隧道骨架由2 mm 厚的鋼板制成，內(nèi)表面使用30 mm 厚的石棉保護。主通道一側(cè)連接一臺變頻風(fēng)機和1 m 長的蜂窩管，以產(chǎn)生穩(wěn)定均勻的氣流。風(fēng)機為軸流通風(fēng)機，流量可在1 030～2 060 m3/h之間調(diào)節(jié)。變頻器型號為VM1000B，可以實現(xiàn)0～50 Hz 之間的調(diào)節(jié)。蜂窩管材質(zhì)為聚丙烯，可以提高風(fēng)流的均勻度。使用熱電偶樹測量隧道內(nèi)縱截面上的溫度分布，每個熱電偶樹由6個直徑為1 mm 的K 型鎧裝熱電偶組成，熱電偶布置如圖1(b)所示。其中，最高的熱電偶位于頂棚下方2 cm 處，以測量頂棚下方最大溫度。距離火源1 m的范圍內(nèi)，熱電偶樹間距0.25 m，這個范圍以外的熱電偶樹間距為0.5 m。用12 根皮托管配合微壓差計測量空氣流速，如圖1(b)所示。在離一端口1 m遠的地方安裝一臺攝像機來記錄火焰形態(tài)。

圖1 1/10縮尺寸分岔隧道模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the 1/10 reduced scale tunnel

使用5 種不同尺寸的矩形乙醇池火來模擬火源。用電子天平記錄質(zhì)量損失速率，精度為1 g，采樣頻率為1 Hz。熱釋放速率由實測的質(zhì)量損失率計算，燃燒效率取1.0。點火前燃料厚度保持在5 cm，共計開展40個工況，工況設(shè)置列于表1。

表1 工況設(shè)置Table 1 Test plans

首先使用20 cm×20 cm 的油盤開展不同縱向風(fēng)速情況下的單管隧道實驗，并與前人提出的模型進行對比，風(fēng)速分別為0.55，0.72，0.79 和0.88 m/s。就頂棚下方最大溫度而言，LⅠ模型[2]給出的預(yù)測值誤差在11%以內(nèi)。同時，LⅠ模型給出的臨界風(fēng)速預(yù)測值為0.788 m/s，十分接近20 cm×20 cm 的油盤臨界風(fēng)速的實驗值0.79 m/s。這在一定程度上證明了所搭建的縮尺寸隧道的有效性。

2 結(jié)果及分析

2.1 縱向風(fēng)風(fēng)速對熱釋放速率的影響

圖2給出了準穩(wěn)態(tài)階段不同縱向風(fēng)風(fēng)速下的熱釋放速率。可以看出，隨著縱向通風(fēng)風(fēng)速的增加，尺寸較大的油盤的火源的熱釋放速率整體呈下降趨勢，而尺寸較小的油盤的熱釋放速率變化不大。通風(fēng)對池火熱釋放速率的影響有2 個方面。一方面，通風(fēng)能夠增加燃料的氧氣供應(yīng)，使燃料能夠較為充分地燃燒，提高煙氣的溫度，進而促進燃料池的蒸發(fā)，使更多的燃料參與燃燒反應(yīng)。另一方面，通風(fēng)帶來的冷空氣能夠降低火源附近的溫度，抑制燃料的質(zhì)量損失。

圖2 準穩(wěn)態(tài)階段不同縱向通風(fēng)風(fēng)速下的熱釋放速率Fig.2 Burning rate under different longitudinal ventilation velocity during quasi-steady state

ROH 等[14]研究了甲醇、丙酮和庚烷在隧道內(nèi)的燃燒，發(fā)現(xiàn)甲醇等含碳量低的燃料燃燒時，其熱釋放速率隨著通風(fēng)風(fēng)速的增加而降低，丙酮和庚烷等含碳量較高的燃料則相反。相對而言，乙醇燃燒不需要很多氧氣。針對乙醇池火而言，通風(fēng)帶來的冷卻效應(yīng)要強于氧氣供應(yīng)增加帶來的加熱效應(yīng)，因此本文實驗中乙醇池火的熱釋放速率隨著縱向通風(fēng)風(fēng)速的增加整體上呈降低趨勢。尺寸較小的油盤燃燒生成的煙氣溫度較低，液池蒸發(fā)量原本就少，因此通風(fēng)對其熱釋放速率影響不大。值得指出的是，池火的熱釋放速率也受到環(huán)境溫度的影響。本文開展實驗時的環(huán)境溫度在10 ℃左右，縱向通風(fēng)明顯能夠降低煙氣溫度，抑制乙醇的蒸發(fā)，從而顯著降低熱釋放速率。

2.2 隧道火災(zāi)空氣卷吸的定性分析

隧道火災(zāi)發(fā)生時，火焰能夠?qū)⒅車某乜諝饩砦敕磻?yīng)區(qū)。被卷吸的空氣中一部分參與反應(yīng)，其余空氣僅被加熱。高溫的燃燒產(chǎn)物和未參與反應(yīng)的空氣在浮力的作用下被抬升，遇到頂棚后發(fā)生偏折，經(jīng)過水躍之后逐漸變?yōu)橐痪S流動[15-17]，而后煙氣層逐漸冷卻并卷吸空氣而緩慢降低。被卷吸的空氣不僅為燃燒提供氧氣，也是煙氣組成的一部分[18]。由此可見，在整個過程中，空氣卷吸影響著隧道內(nèi)溫度分布和煙氣的流動狀態(tài)。下面對隧道內(nèi)空氣卷吸的機制進行定性分析。

視隧道內(nèi)煙氣有黏不可壓縮，取火羽流或煙氣中某流體微團作為研究對象，動量方程可寫作：

其中：p表示全壓，Pa；υ?2u表示由于速度梯度產(chǎn)生的黏性力。由于重力有勢，且假設(shè)煙氣不可壓縮，對式(1)取旋度，則有：

其中：等號右邊第1 項表示渦量的斜壓生成，?ρ和?p方向的不一致性造成了煙氣微團的旋轉(zhuǎn)；第2 項表示有黏條件下速度剪切生成的渦量。這2 個因素是隧道內(nèi)煙氣運動過程中空氣卷吸的驅(qū)動力。

圖3給出了隧道內(nèi)火羽流和煙氣流動過程中的渦量產(chǎn)生機制。對于火羽流而言，中心速度大，兩邊速度小，速度梯度產(chǎn)生渦量；同時，下方壓強較大，壓強的梯度大致為豎向向下；周圍空氣密度大，密度梯度大致為水平向外，二者方向的不一致也產(chǎn)生渦量。且根據(jù)右手定則，斜壓產(chǎn)生的渦量與速度產(chǎn)生的渦量方向一致。同樣地，煙氣流動過程中，斜壓產(chǎn)生的渦量與速度梯度產(chǎn)生的渦量方向一致。據(jù)此可以推斷，在火源右側(cè)，熱煙氣-冷空氣交界處的流體微團順時針旋轉(zhuǎn)；火源左側(cè)反之。進一步地，在縱向通風(fēng)下，隨著通風(fēng)速度的增加，煙氣層之間的速度剪切增加，引起熱煙氣-冷空氣交界面上的渦量增加，這增大了二者之間的質(zhì)量、動量和熱量的交換，也即增加了空氣卷吸強度，煙氣層與冷空氣的界限逐漸模糊，也使得煙氣層的穩(wěn)定性逐漸被破壞。YANG等[19-20]的實驗均能夠反映這一點。

圖3 隧道火災(zāi)時火羽流和煙氣流動過程中的渦量產(chǎn)生機制Fig.3 Vortices generation during smoke transport in tunnel fires

值得指出的是，一般隧道火災(zāi)是在常壓下發(fā)生的，不同位置的壓強變化不大，因此由斜壓造成的空氣卷吸強度比由速度梯度造成的空氣卷吸強度小。此外，當隧道具有一定的坡度時，在煙囪效應(yīng)的作用下，壓強梯度變大，煙氣在流動過程中卷吸強度增大，臨界風(fēng)速相比于水平隧道的臨界風(fēng)速較大[21-23]。因此，在諸多關(guān)于傾斜隧道臨界風(fēng)速的研究中，下坡隧道的坡度修正因子均大于1[21-23]。

2.3 頂棚下方最大溫度

圖4對比了頂棚下方最大溫升的實驗值以及前人提出模型的預(yù)測值，其中LEⅠ模型為：

圖4 實驗頂棚下方最大溫度與前人模型預(yù)測值的對比Fig.4 Comparison between experiments and previous model

該模型是針對分岔角度為45°的模型分岔隧道在自然通風(fēng)下提出的。HUANG 等[6]發(fā)現(xiàn)，通風(fēng)對火羽流傾斜角度的影響是分段的，當無量綱通風(fēng)風(fēng)速v′≤0.19，火羽流幾乎不發(fā)生傾斜；當v′＞0.19時，火羽流傾斜角度的正弦值與v′成反比，其中，，b表示油盤的半徑。因此將v′=0.19作為閾值分開討論頂棚下方最大溫度。

從圖4 可以看出，當無量綱通風(fēng)風(fēng)速v′≤0.19時， LEⅠ等[24]提出的模型最接近實驗值。KURⅠOKA 等[25]和LⅠ等[2]提出的模型均高估了頂棚下方最大溫度，而HUANG 等[6]提出的模型的預(yù)測值偏低。如前所述，火羽流能夠從周圍卷吸常溫空氣。因此，對于分岔隧道而言，支路隧道的存在使火羽流能夠卷吸到更多的空氣，從而導(dǎo)致頂棚下方的最大溫度降低，因此適用于單管隧道的KURⅠOKA 和LⅠ模型的預(yù)測值偏高。雖然HUANG等提出的模型是針對分岔隧道的，但是其分岔角度和隧道頂棚材料與本文不一致，因此HUANG模型給出的預(yù)測值與本文實驗值有較大差異。當v′＞0.19時，KURⅠOKA 模型和LⅠ模型均能夠給出較好的預(yù)測值，這是因為在縱向通風(fēng)的作用下，較多的熱煙氣被吹向主隧道下游，其熱量分配形式接近于單管隧道，因此本來適用于單管隧道的KURⅠOKA模型和LⅠ模型能夠給出較為合理的預(yù)測值。進一步地，LⅠ模型給出的預(yù)測值更多地分布在y=x線附近，因此預(yù)測效果更好。HUANG 等提出的模型與本文實驗值差別較大。

2.4 臨界風(fēng)速

臨界風(fēng)速指克服熱煙氣回流所需要的最小縱向通風(fēng)風(fēng)速，即需要抵消煙氣向上游運動的動量的風(fēng)速，因此臨界風(fēng)速與熱空氣的卷吸強度正相關(guān)。那么對于小火，臨界風(fēng)速隨著熱釋放速率的增加而增加；對于大火或觸頂火焰，臨界風(fēng)速基本獨立于熱釋放速率。這一結(jié)論已被眾多研究臨界風(fēng)速的實驗所證實[26-29]，如WU 等[27]提出的臨界風(fēng)速計算公式就是一個分段函數(shù)：

圖5 給出了20 cm×20 cm 油盤在不同通風(fēng)速度下主隧道縱截面的溫度云圖?？梢钥闯?，在縱向通風(fēng)下，熱煙氣向上游的蔓延狀況得到了一定程度的抑制。隨著縱向通風(fēng)風(fēng)速的增加，抑制效果更為明顯，煙氣回流長度變短，直至為0，達到臨界風(fēng)速的狀態(tài)，該尺寸的油盤對應(yīng)的臨界風(fēng)速約為0.78 m/s。此外，隨著縱向通風(fēng)風(fēng)速的增加，下游的煙氣層明顯變厚，且豎向溫度梯度減小，這是因為通風(fēng)風(fēng)速的增加增強了煙氣蔓延過程中的空氣卷吸。圖5也給出了其他尺寸油盤的工況達到臨界風(fēng)速時的主隧道溫度云圖。

圖5 不同條件下溫度云圖Fig.5 Temperature contours under different conditions

圖6給出了實驗得到的分岔隧道的臨界風(fēng)速及其與WU & BAKAR 模型[27]和LⅠ模型預(yù)測值的對比?？梢钥闯觯植硭淼赖呐R界風(fēng)速較單管隧道的大。在分岔隧道達到臨界風(fēng)速狀態(tài)時，大部分熱空氣被帶至主隧道下游，而一部分風(fēng)流進入了支路隧道，分岔隧道需要更大的風(fēng)速才能抑制煙氣回流，因此分岔隧道的臨界風(fēng)速更大。

圖6 不同工況對應(yīng)的臨界風(fēng)速Fig.6 Critical ventilation velocity of different cases

圖7給出了無量綱臨界風(fēng)速與無量綱熱釋放速率之間的關(guān)系和擬合曲線?？梢钥闯?，對于分岔隧道而言，無量綱臨界風(fēng)速與無量綱熱釋放速率之間仍存在冪次關(guān)系，擬合曲線的斜率為0.325，接近前人得到的1/3 的冪次關(guān)系，得到的關(guān)系式為：

圖7 無量綱風(fēng)速與無量綱火源功率的函數(shù)擬合Fig.7 v*as a function of Q*

WU&BAKAR 提出的關(guān)系式中，針對小火的臨界風(fēng)速的系數(shù)為0.684，小于式(5)中的0.94，表明分岔隧道的臨界風(fēng)速要高于單管隧道。

3 結(jié)論

1) 乙醇含碳量比較低，燃燒時不需要很多的氧氣供應(yīng)，因此在本文所考慮的實驗條件下，通風(fēng)帶來的冷卻效應(yīng)大于氧氣供應(yīng)增加帶來的更充分反應(yīng)的作用，最終表現(xiàn)為在本實驗條件下，較大尺寸的乙醇池火的火源功率隨著通風(fēng)風(fēng)速的增加而降低，小尺寸的乙醇池火的熱釋放速率變化不大。

2) 從基本方程出發(fā)，提出隧道火災(zāi)發(fā)生時空氣卷吸的根本原因在于熱煙氣的斜壓性和黏性引起的速度剪切，進而分析了分岔隧道內(nèi)頂棚下方最大溫度。結(jié)果表明，當無量綱通風(fēng)風(fēng)速小于0.19時，火羽流能夠卷吸到更多的冷空氣，頂棚下方最大溫度較單管隧道的低；當無量綱通風(fēng)風(fēng)速大于0.19 時，熱煙氣較多地被吹向下游，熱量分配形式近似于單管隧道，因此頂棚下方最大溫度接近單管隧道。

3) 由于一部分縱向通風(fēng)風(fēng)流能夠進入支路隧道，因此分岔隧道的臨界風(fēng)速相比于同樣條件下的單管隧道大。根據(jù)實驗數(shù)據(jù)，擬合得到了分岔隧道的臨界風(fēng)速，結(jié)果表明分岔隧道的無量綱風(fēng)速和無量綱熱釋放速率仍然具有接近1/3 的冪次關(guān)系。

本文使用1/10 的縮尺寸分岔隧道模型開展了實驗，從空氣卷吸的角度出發(fā)，分析了分岔隧道頂棚下方最大溫度與單管隧道的不同，并給出了適用于分岔隧道的臨界風(fēng)速表達式。但是本文僅考慮了一種分岔隧道結(jié)構(gòu)，當支路隧道傾斜時，在煙囪效應(yīng)的作用下隧道內(nèi)空氣卷吸強度發(fā)生變化，煙氣流動狀態(tài)也與水平的分岔隧道不同，這還有待進一步研究。