通风机组合对过海地铁区间隧道通风能力影响的试验研究

2021-02-23程学友赵亚平赵淑云陈宜汉

流体机械 2021年1期

程学友，赵亚平，陈洋，赵淑云，陈宜汉

（1.青岛地铁集团有限公司，山东青岛 266000；2 中铁第六勘察设计院集团有限公司，天津 300308）

0 引言

与一般的地铁隧道相比，特长、乘客多的过海区间隧道发生事故或灾害的概率更大。火灾占地铁事故的46%［1］，此外，在火灾中，85%的受害者是由窒息或浓烟引起的［2］。所以，通风排烟系统仍然是隧道防灾减灾的重要支撑，防灾减灾的关键是通风能力［3-4］。

研究隧道通风排烟系统的方法，主要包括工程类比、数值模拟和理论分析［5-7］。在理论分析的基础上，Lugin等提出了一种基于纵向水平通风的双线隧道通风排烟系统［8］。应用火灾动力学模拟软件，朱常琳等验证了区间隧道临界风速对两端纵向通风的影响［9］。应用数值模拟方法，高乃平等定量了风井位置、数量及其组合对自然通风的影响［10］。在自然通风条件下，运用数值模拟，Zhong等研究了主隧道和连通道对气流的影响，并预测了受坡度影响的气体温度［11］。利用试验数据和定量分析，Li等检验了机械纵向通风对隧道火灾放热率的影响，并提出了隧道火灾放热率相对增量模型［12］。抑制与控制热灾害是隧道通风的难点，Tian等开展了向火灾隧道中细水雾灭火降温中的喷雾参数优化研究［13］。立足于长距离、大断面和浅埋暗挖的长江水下隧道，针对通风排烟系统和气流组织的设计问题，张之启提出了大断面和小断面方案［14-15］。基于地铁过海区间隧道，运用理论分析和数值模拟，朱祝龙等讨论了火灾条件下的通风竖井安装和气流组织［16-18］。从上述结论及其所涉及的方法来看，地铁区间隧道通风排烟系统研究仍不系统，尤其是，亟待系统深入开展通风机组合对通风排烟能力影响的试验研究。

首先，基于试验流体力学的相似理论和量纲原理，建立了地铁过海区间隧道通风排烟系统的模型试验装置。其次，围绕静压和风速，开展了双压、双压一抽两种通风机组合对左右双侧行车道和左右两边排烟道的定量实测。再者，是探讨了通风机电功消耗与输入变频频率值、行车道静压分布，以及行车道与排烟道风速的因变关系，压入风量及排风量的差异。最后，本文提出了一个新的准则——性能系数，相当于等效的风流压力，即总功率消耗值与流量的比值，量化通风机组合而形成通风排烟系统的性能。

1 工程依托及试验模型

1.1 工程原型

为了系统开展通风机组合对通风排烟性能影响的对比试验研究，搭建了地铁区间隧道通风试验模型装置，该模型试验装置的原型是青岛市地铁8号线大洋站～青岛北站区间隧道通风系统。该地铁8号线大青区间隧道，全长约7.8 km，其中，下穿胶州湾海域段长约5.4 km，形成了过海区间隧道。显然，过海区间的海底隧道段无法设置区间风井，是通风排烟系统设计中的瓶颈性难题。为此，特采用矿山爆破法开挖区间隧道中置部分而预留专用排烟道顶板空间，以便构造专用排烟子系统而支撑形成地铁特长过海区间隧道通风排烟系统。

1.2 设计原则和比例大小

为了提高模型试验可靠性和测量数据精度，结合大青区间隧道矿山法段通风排烟系统相似条件和特征的要求，模型试验装置的设计简则如下：

（1）模型试验尺寸的确定是根据实际隧道的基本特性，并符合压力作用下形成均匀气流这一必要条件。

（2）综合经济因素、试验方法和设备性能，选择高透光率的聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA）作为该试验系统维护结构的材料。另外，为确保试验测量的可靠性和准确性，选择适当的长度比。在确定过程中，该隧道原型设计风速为2.5 m/s，断面面积为57.5 m2，雷诺数为107量级；优选雷诺相似准则数，并且，合理运用尼古拉兹粗糙区自模效应；则模型流动空气雷诺数不低于105量级，暂定模型内平均流速不低于2.5 m/s，则水力当量直径为0.592 m；模型与原型的水力当量直径比例值，取整确定为1：10，则断面面积比为1：100。

（3）风速比为1：1，模型试验应满足运动相似性要求，并易于实现动力学相似性。

（4）为了满足动力相似性的要求，针对车辆活塞效应、风井连接局部阻力效应和自然通风等多种力，采用轴流通风机等效风压力进行模拟。各种比例见表1。

表1 模型与原型的比例数Ta.1 Ratio of model to prototype

1.3 模型试验装置及其主要功能段位

图1所示为总长度为20 m的模型试验装置，主要包括测试功能模块和动力功能模块。动力模块主要由3个轴流通风机与4口通风竖井而构成。测试模块主要由传感器、变送器、数据线缆和数据存储等部件组成，提高了测定同步性和采存一体化。

图1 模型实验装置及其主要功能段Fig.1 Scaled experiment device and its main units

在图1中，从最左端到最右端介绍了本模型试验装置的主要功能段位。

（1）第1功能段位是4#风井，它是左边排烟道与室内空气相连的管段；第2功能段位是2#通风机及其风井，2#风井是室内空气与左边行车道相连的管段，该管段安设了2#通风机，此通风机为压入式轴流风机，额定功率11 kW。

（2）第3功能段位为左侧行车道，示踪油烟雾在其中释放，继而，烟雾与空气流掺混，形成含烟气流，含烟气流从左向右流动，再垂直转向而穿过吊顶排烟口；经过了吊顶排烟口的烟气流，流向转至水平，流过左边排烟道或右边排烟道，乃至左右两边排烟道。

（3）第4功能段位是左边排烟道，排烟道和行车道的尺寸，如图2所示；在图2中，上部为排烟道剖面图，下部有两幅行车道，本试验研究仅使用其中一幅行车道；此外，以吊顶排烟口为界，该行车道分别称之为左侧行车道和右侧行车道。

图2 截面尺寸Fig.2 Section and its sizes

（4）第5功能段位是左测量断面。在测试平面上，布设了4支风速传感变送器和一支压差传感变送器；测定所用的传感变送器类型、量程及精度等，见表2。

表2 传感变送器主要参数Tab.2 Main parameters of sensor-transmitter units

（5）第6功能段位是吊顶排烟口，是排烟道与行车道连通的唯一通风附件。烟气流从一侧行车道通过吊顶排烟口倾泻至排烟道两侧，烟气流无法扩散到另一条行车道，只能通过排烟口进入排烟道。因此，烟气流观察是验证某一通风机组合及其运行参数匹配下通风排烟系统有效与否的直接手段。在验证了通风排烟有效性的前提下，尚需测量风速和压力值，以期量化通风机组合及其通风排烟性能系数。

（6）第7功能段位是右测量断面；在该断面上，设置有4支风速传感变送器和1支压力传感变送器，且与左测量断面布设类似。

（7）第8功能段位是右边排烟道；在该排烟道中的右测量断面上，布设了一支风速传感变送器，且与左边排烟道风速传感变送器布置一样；因此，布设于右测量断面或者左测量断面上剩余的传感变送器，即1支压差传感变送器和3支风速传感变送器均安装在行车道内，压力传感变送器位于行车道侧壁，1支风速传感变送器居中于行车道，另外2支犬齿相错于行车道断面。

（8）第9功能段位是3#通风机及其风井，第10功能段位是1#通风机及其风井。其中，3#通风机为一台抽出式轴流风机，功率为5.5 kW；1#通风机与2#通风机型号相同。

（9）第11功能段位是数据中心。该中心是通风机变频调节控制台，也是数据的实时、同步地存储器。

上述功能段位，构成了过海长大地铁区间隧道通风排烟模型试验装置。在试验装置上，开展通风机组合而构成通风系统及其性能研究，首先需要开展试验前的一系列准备工作。

2 试验准备与密封维护

在本模型试验装置及其数据实测中，流体介质是气体；显然，倘若存在管道漏风，将造成数据测量的粗大误差。基于此，为了最大限度地消除漏风的负面影响，试验装置的检漏与密封维护是必要的试验前准备工作。在试验装置具备了初步的密封性能的前提下，为了提高密封性能，尚需完成以下气密性检验和密封维护，具体步骤如下：

（1）在模型试验装置的左侧车道末端，打开一个可拆卸的盖板，通过拆卸盖板后空间，送入烟雾机，并放置于左侧车道中部位置，最后，再次合上盖板、拧紧螺帽而压实O型圈。

（2）在数据中心的操作面板上，低频启动一台压入式通风机，持续2 min；然后缓慢增加输入频率，直至最大值50 Hz，持续2 min以上，完成密封瑕疵放大试验。

（3）将输入频率逐渐回调至小频率值，例如6.4 Hz；在此工况下，通过遥控启动烟雾机，烟雾机释放出油烟雾，油烟雾被流动的气流裹挟而形成烟雾流，油烟雾跟随气流而扩散。

（4）当油烟雾充满模型试验装置后，关闭通风机，烟雾机继续释放油烟雾；同时，试验人员观察是否有白色烟雾从装置中蔓延出进入室内空气；如果发现漏油烟雾点，标记并拍摄视频记录，以备停机修复。

（5）利用密封胶等修复标记的油烟雾泄露点，自然风干24 h后，并重新从步骤（1）到（4）实施检漏工作，最终，实现模型试验装置的密封维护。

3 通风机组合与行车道静压

3.1 烟雾观察而筛选通风机运行参数

在模型试验装置上的烟雾机释放出的油烟雾及其初始能量，高于根据相似原理和弗劳德准则数而计算出的初速度；相比工程原型中的火灾烟气弗劳德数，模型试验中的油烟雾惯性力占优。这是其一，其二为确立合适通风机组合及其运行参数而高效排烟且防止烟气流扩散至异侧行车道是主要的试验目的，烟气流是否能在浓度差扩散、湍动扩散或者惯性作用下穿透吊顶排烟口而侵入右侧行车道，则主要取决于通风机组合而构成通风排烟方式，进一步受到一定通风机组合下本机运行参数的量化影响。因此，油烟雾或者烟气流运动轨迹观察，能定性界定通风机组合及其运行参数形成的通风排烟效果。定性界定了行车道中烟雾及其烟气流运动、吊顶排烟口烟气流转折混合和排烟道中的再次分流后烟气流运动，定量筛选出了两台通风机的本机运行参数，例如，确定2#通风机、1#通风机频率值分别为7.8，6.0 Hz，是一组通风机组合及其运行参数；进一步，定性界定与定量筛选的试验方法，得到了18组双压零抽通风机组合下的运行参数，以及19组双压一抽的本机运行参数匹配数据组。

3.2 双压零抽通风机组合及其功耗与行车道静压

在一定程度上，行车道或排烟道内的静压和风速分布，既受到通风机组合的影响，也会受到通风机本机运行参数的影响。因此，第一个讨论的问题是本机输入频率和单机功率消耗（简称功耗）之间的关系，如图3所示。

图3 双压零抽通风机变频频率值与功耗（1#，2#通风机）Fig.3 Consumed power and adjusted frequency of the TPZE combination（1#，2# ventilators）

在图3中，横轴的变化量为组数，组数自变量是通过3.1小节中所述的参数筛选而得到两台压入式通风机输入频率数值组编号；右纵轴为双压零抽变频频率值。当频率为6.0 Hz时，对于1#通风机而言，对应于左纵轴上“双压零抽功耗”，其数值为35 W；当频率为19.9 Hz时，1#通风机功耗为709 W。进一步，针对图3中的频率与功耗，通过线性拟合得到一个三次多项式，因变量与自变量之间三次多项式的Adj.R-Square为0.99；对于1#和2#通风机而言，频率比与功耗比具有三次方关系式［14］。折减后的通风机功耗，等于风流体积流量与最大相对静压数值的乘积。显然，通风机组合功耗的变化会引起左侧或右侧行车道内静压的变化，如图4所示。

图4 双压零抽行车道静压、平均值与偏差（1#，2#通风机）Fig.4 Static pressure, its mean value and deviation of the TPZE combination （1#，2# ventilators）

在图4中，下横轴是双压零抽组合下的2#或1#通风机功耗，对应于图3中的右纵轴表示双压零抽功耗，与功耗所对应图3横轴变量仍保留于图4中的上横轴组数。在图4的左纵轴是双压零抽行车道静压。如左纵轴所示，当左侧行车道静压为27 Pa时，下横轴上的2#通风机功耗值为71 W；进一步，综合其他组数的数据，可以得出：在同一组试验中，右侧行车道和左侧行车道静压力的差值不大于2 Pa。因此，左右两侧行车道上的静压分布是对称的，其镜像面为吊顶排烟口。

3.3 双压一抽通风机组合对功耗和静压的影响

在双压一抽通风机组合中，运行着额定功率为11 kW的1#，2#压入式通风机而构成了双压，而一抽为额定功率5.5 kW的3#抽出式通风机。

如图5所示，给出了双压一抽中3台通风机功耗、变频频率值与组数之间的对应关系。在图5中，随着组数的变化，但是，维持2#通风机7.8 Hz的频率值不变，数据统计发现，该通风机的功耗为86±3 W；类似的，当维持频率值为6.0 Hz运行时，1#通风机功耗为53±3 W。针对3#通风机而言，频率为6.4，7.4 Hz运行时，功耗分别为66，77 W；进一步，结合图5中其余的17组数据，拟合计算，发现功耗比与频率比符合三次多项式；因此，3#通风机的频率比与功耗比二者之间具有显著的相关性。显然，3#，2#和1#通风机功耗之间存在差异，那么，哪台通风机功耗会成为行车道静压变化的主要因素呢？为此，绘制出了2台压入式通风机、1台抽出式通风机的功耗与行车道静压的变化曲线，如图6所示。

图5 双压一抽通风机变频频率值与功耗（1#，2#和3#通风机）Fig.5 Consumed power and adjusted frequency of the TPOE combination （1#，2# and 3# ventilators）

图6 双压一抽行车道静压、平均值与偏差（1#，2#和3#通风机）Fig.6 Static pressure, its mean value and deviation of the TPOE combination （1#，2# and 3# ventilators）

4 通风性能及通风机组合评估

4.1 通风机组合及其风量分配

从流体力学理论看，变化的通风机功耗，会表现为静压与风量均变化，或者二者中其一占优变化。对于地铁区间隧道通风排烟系统而言，行车道与排烟道之间的风量分配，或者二者断面上的过流风速变化，必然受到通风机功耗的影响，并且，也会受到通风机组合的影响。其中，双压零抽通风机组合下行车道与排烟道风速及其变化，如图7所示。

图7 双压零抽双侧行车道与双边排烟道风速（1#，2#通风机）Fig.7 Velocities in driving lanes and SEDs of the TPZE combination （1#，2# ventilators）

在图7中的双压零抽组合下，排烟道风速及其左右双变分配，既受2#通风机影响，也受1#通风机影响；因此，1#与2#通风机算术和功耗之间影响排烟道风速，该风速直接受到双压零抽通风机组合功耗的影响，并且，对应于试验“组数”对左右两边排烟道风速的影响。该影响即为“左边排烟道风速（4#风井）”和“右边排烟道风速（3#通风机）”曲线。进一步的拟合计算表明，左边排烟道风速，主要受到高功耗的2#通风机影响；并且，发现2#通风机功耗对右边排烟道风速的影响权重，其权重高于与右边排烟道同侧1#通风机的影响。推而广之，可以得出：在双压零抽组合下，左右双边排烟道风速主要受到高功耗压入式通风机的影响，行车道风速主要受就近通风机的影响。

双压一抽通风机组合下，通风机本机功耗与组合功耗对行车道与排烟道风速的影响，如图8所示。根据图8中的数据，通过拟合计算和相关性检验，针对左侧行车道风速而言，该风速与2#通风机功耗的三次多项式Adj.R-Square小于0.95，但是，这个风速与3#通风机消耗功率的三次多项式Adj.R-Square大于0.95。进一步的拟合计算表明，右边排烟道风速与3#通风机的三次多项式Adj.R-Square大于0.99，接近1.00，二者直接相关。为了量化3#通风机对不同风速的影响权重，以3#通风机功耗为因变量，比较4个风速依次为自变量的三次多项式Adj.R-Square，得出：3#通风机功耗与右边排烟道风速是最高的，其次是左边排烟道风速，排序第三的是右侧行车道风速，最低的是左侧行车道风速。

图8 双压一抽双侧行车道与双边排烟道风速（1#，2#和3#通风机）Fig.8 Velocities in driving lanes and SEDs of the TPOE combination （1#，2#，3# ventilators）

显然，在双压一抽通风机组合中，左右远端的两台压入式通风机和一台抽出式通风对左右双边排烟道和左右双侧行车道风速的影响，存在显著的差异；不同通风机组合对某侧或某边风速的影响，也存在显著的差异。那么，如何量化不同通风机组合与隧道通风排烟系统性能之间的关系呢？为了解决通风排烟系统性能评估的问题，下一小节尝试提出一个新的性能系数，以期量化性能之间的差异。

4.2 通风性能的新标准

在过海地铁区间隧道的通风排烟系统中，主要由压入式通风机提供的气流起到稀释和控制行车道中烟雾的作用，以保障救援安全。其中，风流体积流量，简称流量可假设如下：

式中 Qp——压入式通风机提供的风量之和，m3/s；

i——下标，区段，i=1，…，n；

vp（i）——该段内的平均流速，m/s；

Ap（i）——上述流速相对应的段的面积值，m2。

在设置了通风井或排风机用以排烟的通风排烟系统中，排风量之和可表示为：

式中 Qe——抽出式通风机或通过风井排出的风量之和，m3/s；

1，…，j，m——下标，区段；

ve——平均风速，m/s；

Ae——截面面积值，m2。

在工程实践或实际模型系统中，不可避免的是所提供的质量流量之和不精确等于排出的质量流量之和。供给和输出之间存在一个差异；为了量化这一差异，可以提出一个公式，即供给与输出之比，不妨称之为排风因子，如下所示：

式中 η——排风因子，所提供的排放总量的百分比，%。

排风因子，不仅可以验算模型试验装置的气相泄漏，并利用了误差散布理论而量化了风量系统误差。

从误差散布理论与测量计算来看，在模型试验装置或者工程现场中，易采集或测量到截面积、风速、静压和风机消耗功率等参数。利用这些基本的测定参数，从流体力学的观点出发，本文提出了一种新的评价通风性能的指标，即性能系数，它等效于风压，以期量化通风性能。性能系数的计算表达式，具体如下：

式中 HVSES——性能系数，等效于通风排烟系统的风流压力，Pa；

N——通风机消耗功率值的总和，W；

k——下标，序列号，k=1，…，s，无量纲自然数。

应用性能系数计算式，评价不同通风机组合而构成的通风排烟系统及其效能。

4.3 通风机组合的评价与讨论

为了评价双压零抽和双压一抽通风机组合的性能系数，首先需要验算模型试验中的系统误差，特别是排风量误差，即计算排风因子。

针对排风因子，利用图3数据，并已知行车道断面面积为0.236 m2和排烟道断面面积为0.103 m2，进一步利用图7和8中的风速数据，最后将式（1）和式（2）代入式（3）中，得到左右双边排烟道中的排风因子，如图9所示。在图9中，当双压零抽组合下1#通风机与2#通风机的本机功耗之和为107 W时，计算得出，左边排烟道排风因子为46.67%，右边排烟道排风因子为49.78%，且两者之和等于96.46%；进一步，随着双压零抽通风机组合功耗的增加，左右双边排风因子之和，虽有一定的小幅度波动，但却基本维持恒定。当双压一抽通风机组合功耗为203 W时，左边排烟道排风因子为32.16%，右边排烟道为62.00%，且两个百分比之和等于94.16%；随着组合功耗的增加，右边排烟道的排风因子逐渐增大而占主导地位，甚至超过90%；这表明，在双压一抽通风机组合条件下，3#通风机功耗会显著的影响排烟道左右双边之间的风量分配。

图9 通风机组合功耗与排风因子（双压零抽与双压一抽）Fig.9 Exhaust percents with consumed power of ventilator combination （TPZE and TPOE）

进一步，利用图9中排风因子的数据，统计计算得到排风因子为94.71±0.95%；94.64%为平均值，而±0.95%是不确定率；这表明，风量系统误差不高于6.77%。因此，在系统误差可接受情况下，则由公式（4）计算而得的性能系数，可用于评价通风排烟系统效能。

针对性能系数，双压零抽与双压一抽通风机组合对比，如图10所示。

图10 通风机组合功耗与性能系数（双压零抽与双压一抽）Fig.10 Performance coefficient with consumed power of ventilator combination （TPZE and TPOE）

在图10中，对于“双压零抽计算值”曲线上，当双压零抽功耗测得值为107 W时，其双压零抽通风机组合的性能系数计算值为129 Pa；随着功耗的增加，性能值逐渐增大；在1 752 W时，双压零抽通风机组合而构成的通风排烟系统性能系数达到了最大值639 Pa。类似的，针对双压一抽通风机组合而构成通风排烟系统形式，当组合功耗为203 W时，性能系数出现最小值197 Pa；当功耗为773 W时，最大性能系数为507 Pa。但是，由于双压一抽与双压零抽的试验数据跨度不一致，难以比较二者的性能系数。为了解决此问题，实施了性能系数与通风机组合功耗之间的线性拟合计算。计算结果表明，针对双压零抽的一次线性多项式Adj.R-Square大于0.98，而双压一抽的Adj.R-Square大于0.99。这说明，通风机组合功耗与性能系数之间具有显著的线性相关性。在此基础上，得到功耗预测值与预测性能系数之间的表达式，进而，绘制出双压零抽或双压一抽功耗预测值与预测性能系数的平均值与偏差值曲线及其偏差，如图10所示。从图可知，随着通风机输入频率值的增加，通风机组合功耗也不断变大，由通风机组合而构成的通风排烟系统性能系数也随之提高；并且，双压一抽性能系数高于双压零抽，尤其是，随着组合功耗的增加，双压一抽通风机组合而构成的通风排烟系统效能优势更趋显著。