纵向通风下分岔隧道火灾烟气蔓延特性及控制实验研究

雷鹏，陈长坤，赵冬月

(中南大学 防灾科学与安全技术研究所，湖南 长沙 410075)

随着城市化水平的提高和隧道建设技术的发展，世界范围内隧道数量和复杂度均逐年增加[1]。隧道在提高生产生活效率的同时，内部通行的高密度人流和车流使火灾事故发生的可能性有增无减[2]，给隧道的火灾安全带来了较大的威胁。结构复杂的隧道网络内往往存在一个甚至多个分岔，发生火灾时内部的烟气流动状态与传统的单管隧道有很大的不同[3]。针对传统的单管隧道的事故救援策略可能不适用于分岔隧道，因此有必要对分岔隧道内火灾发生时的烟气流动和控制展开相应的研究。隧道顶棚下方最大温度和临界风速是研究隧道火灾烟气流动的2个主要研究方面，研究手段主要有理论分析、数值模拟和全(缩)尺寸实验。针对分岔隧道火灾，LⅠU等[4-5]开展了全尺寸实验和数值模拟，研究了自然通风下地铁分岔隧道连接处发生火灾时的顶棚下方最大温度。HUANG 等[6]通过模型实验研究了不同通风状态下顶棚下方最大温度。YANG 等[7]以三分岔隧道为例开展了数值模拟研究，发现即使安装了设计良好的通风系统，分岔隧道内也可能出现多种烟气流动状态，不利于人员的疏散。进一步地，LⅠU等[8-9]提出了针对分岔隧道内的临界风速表达式。DU 等[10]提出了针对城市交通联系隧道的纵向通风控制方法。此外，也有学者研究了分岔隧道火灾的火羽流特征[11]、顶棚下方纵向温度分布[12]以及分岔隧道的封堵灭火[13]等。这些研究丰富了人们对分岔隧道火灾安全的理解。由于分岔隧道结构的复杂性，上述研究没有也不可能对所有结构的分岔隧道进行研究。现实生活中存在一种联系隧道：较短的入口匝道汇入较长的主隧道，分岔的夹角较小，如进入地下车库的匝道等。针对此类隧道的火灾安全研究较少。鉴于此，本文通过开展缩尺寸实验，假定火源位于分岔口处，拟通过研究不同火源功率和纵向通风风速情况下的温度场，分析分岔隧道临界风速的特点和变化规律，以期为类似的分岔隧道的消防安全提供科学参考。

1 实验设计

采用1/10 缩尺寸分岔隧道模型开展实验，如图1 所示。主隧道长9.0 m，宽0.6 m，高0.45 m，横截面为矩形；支路隧道长4 m，横截面与主隧道相同。岔道与主隧道夹角为15°。使用水平仪对模型隧道进行校准，确保隧道水平。火源位于主隧道中央分岔处。隧道骨架由2 mm 厚的钢板制成，内表面使用30 mm 厚的石棉保护。主通道一侧连接一台变频风机和1 m 长的蜂窝管，以产生稳定均匀的气流。风机为轴流通风机，流量可在1 030～2 060 m3/h之间调节。变频器型号为VM1000B，可以实现0～50 Hz 之间的调节。蜂窝管材质为聚丙烯，可以提高风流的均匀度。使用热电偶树测量隧道内纵截面上的温度分布，每个热电偶树由6个直径为1 mm 的K 型铠装热电偶组成，热电偶布置如图1(b)所示。其中，最高的热电偶位于顶棚下方2 cm 处，以测量顶棚下方最大温度。距离火源1 m的范围内，热电偶树间距0.25 m，这个范围以外的热电偶树间距为0.5 m。用12 根皮托管配合微压差计测量空气流速，如图1(b)所示。在离一端口1 m远的地方安装一台摄像机来记录火焰形态。

图1 1/10缩尺寸分岔隧道模型示意图Fig.1 Schematic diagram of the 1/10 reduced scale tunnel

使用5 种不同尺寸的矩形乙醇池火来模拟火源。用电子天平记录质量损失速率，精度为1 g，采样频率为1 Hz。热释放速率由实测的质量损失率计算，燃烧效率取1.0。点火前燃料厚度保持在5 cm，共计开展40个工况，工况设置列于表1。

表1 工况设置Table 1 Test plans

首先使用20 cm×20 cm 的油盘开展不同纵向风速情况下的单管隧道实验，并与前人提出的模型进行对比，风速分别为0.55，0.72，0.79 和0.88 m/s。就顶棚下方最大温度而言，LⅠ模型[2]给出的预测值误差在11%以内。同时，LⅠ模型给出的临界风速预测值为0.788 m/s，十分接近20 cm×20 cm 的油盘临界风速的实验值0.79 m/s。这在一定程度上证明了所搭建的缩尺寸隧道的有效性。

2 结果及分析

2.1 纵向风风速对热释放速率的影响

图2给出了准稳态阶段不同纵向风风速下的热释放速率。可以看出，随着纵向通风风速的增加，尺寸较大的油盘的火源的热释放速率整体呈下降趋势，而尺寸较小的油盘的热释放速率变化不大。通风对池火热释放速率的影响有2 个方面。一方面，通风能够增加燃料的氧气供应，使燃料能够较为充分地燃烧，提高烟气的温度，进而促进燃料池的蒸发，使更多的燃料参与燃烧反应。另一方面，通风带来的冷空气能够降低火源附近的温度，抑制燃料的质量损失。

图2 准稳态阶段不同纵向通风风速下的热释放速率Fig.2 Burning rate under different longitudinal ventilation velocity during quasi-steady state

ROH 等[14]研究了甲醇、丙酮和庚烷在隧道内的燃烧，发现甲醇等含碳量低的燃料燃烧时，其热释放速率随着通风风速的增加而降低，丙酮和庚烷等含碳量较高的燃料则相反。相对而言，乙醇燃烧不需要很多氧气。针对乙醇池火而言，通风带来的冷却效应要强于氧气供应增加带来的加热效应，因此本文实验中乙醇池火的热释放速率随着纵向通风风速的增加整体上呈降低趋势。尺寸较小的油盘燃烧生成的烟气温度较低，液池蒸发量原本就少，因此通风对其热释放速率影响不大。值得指出的是，池火的热释放速率也受到环境温度的影响。本文开展实验时的环境温度在10 ℃左右，纵向通风明显能够降低烟气温度，抑制乙醇的蒸发，从而显著降低热释放速率。

2.2 隧道火灾空气卷吸的定性分析

隧道火灾发生时，火焰能够将周围的常温空气卷吸入反应区。被卷吸的空气中一部分参与反应，其余空气仅被加热。高温的燃烧产物和未参与反应的空气在浮力的作用下被抬升，遇到顶棚后发生偏折，经过水跃之后逐渐变为一维流动[15-17]，而后烟气层逐渐冷却并卷吸空气而缓慢降低。被卷吸的空气不仅为燃烧提供氧气，也是烟气组成的一部分[18]。由此可见，在整个过程中，空气卷吸影响着隧道内温度分布和烟气的流动状态。下面对隧道内空气卷吸的机制进行定性分析。

视隧道内烟气有黏不可压缩，取火羽流或烟气中某流体微团作为研究对象，动量方程可写作：

其中：p表示全压，Pa；υ∇2u表示由于速度梯度产生的黏性力。由于重力有势，且假设烟气不可压缩，对式(1)取旋度，则有：

其中：等号右边第1 项表示涡量的斜压生成，∇ρ和∇p方向的不一致性造成了烟气微团的旋转；第2 项表示有黏条件下速度剪切生成的涡量。这2 个因素是隧道内烟气运动过程中空气卷吸的驱动力。

图3给出了隧道内火羽流和烟气流动过程中的涡量产生机制。对于火羽流而言，中心速度大，两边速度小，速度梯度产生涡量；同时，下方压强较大，压强的梯度大致为竖向向下；周围空气密度大，密度梯度大致为水平向外，二者方向的不一致也产生涡量。且根据右手定则，斜压产生的涡量与速度产生的涡量方向一致。同样地，烟气流动过程中，斜压产生的涡量与速度梯度产生的涡量方向一致。据此可以推断，在火源右侧，热烟气-冷空气交界处的流体微团顺时针旋转；火源左侧反之。进一步地，在纵向通风下，随着通风速度的增加，烟气层之间的速度剪切增加，引起热烟气-冷空气交界面上的涡量增加，这增大了二者之间的质量、动量和热量的交换，也即增加了空气卷吸强度，烟气层与冷空气的界限逐渐模糊，也使得烟气层的稳定性逐渐被破坏。YANG等[19-20]的实验均能够反映这一点。

图3 隧道火灾时火羽流和烟气流动过程中的涡量产生机制Fig.3 Vortices generation during smoke transport in tunnel fires

值得指出的是，一般隧道火灾是在常压下发生的，不同位置的压强变化不大，因此由斜压造成的空气卷吸强度比由速度梯度造成的空气卷吸强度小。此外，当隧道具有一定的坡度时，在烟囱效应的作用下，压强梯度变大，烟气在流动过程中卷吸强度增大，临界风速相比于水平隧道的临界风速较大[21-23]。因此，在诸多关于倾斜隧道临界风速的研究中，下坡隧道的坡度修正因子均大于1[21-23]。

2.3 顶棚下方最大温度

图4对比了顶棚下方最大温升的实验值以及前人提出模型的预测值，其中LEⅠ模型为：

图4 实验顶棚下方最大温度与前人模型预测值的对比Fig.4 Comparison between experiments and previous model

该模型是针对分岔角度为45°的模型分岔隧道在自然通风下提出的。HUANG 等[6]发现，通风对火羽流倾斜角度的影响是分段的，当无量纲通风风速v′≤0.19，火羽流几乎不发生倾斜；当v′＞0.19时，火羽流倾斜角度的正弦值与v′成反比，其中，，b表示油盘的半径。因此将v′=0.19作为阈值分开讨论顶棚下方最大温度。

从图4 可以看出，当无量纲通风风速v′≤0.19时， LEⅠ等[24]提出的模型最接近实验值。KURⅠOKA 等[25]和LⅠ等[2]提出的模型均高估了顶棚下方最大温度，而HUANG 等[6]提出的模型的预测值偏低。如前所述，火羽流能够从周围卷吸常温空气。因此，对于分岔隧道而言，支路隧道的存在使火羽流能够卷吸到更多的空气，从而导致顶棚下方的最大温度降低，因此适用于单管隧道的KURⅠOKA 和LⅠ模型的预测值偏高。虽然HUANG等提出的模型是针对分岔隧道的，但是其分岔角度和隧道顶棚材料与本文不一致，因此HUANG模型给出的预测值与本文实验值有较大差异。当v′＞0.19时，KURⅠOKA 模型和LⅠ模型均能够给出较好的预测值，这是因为在纵向通风的作用下，较多的热烟气被吹向主隧道下游，其热量分配形式接近于单管隧道，因此本来适用于单管隧道的KURⅠOKA模型和LⅠ模型能够给出较为合理的预测值。进一步地，LⅠ模型给出的预测值更多地分布在y=x线附近，因此预测效果更好。HUANG 等提出的模型与本文实验值差别较大。

2.4 临界风速

临界风速指克服热烟气回流所需要的最小纵向通风风速，即需要抵消烟气向上游运动的动量的风速，因此临界风速与热空气的卷吸强度正相关。那么对于小火，临界风速随着热释放速率的增加而增加；对于大火或触顶火焰，临界风速基本独立于热释放速率。这一结论已被众多研究临界风速的实验所证实[26-29]，如WU 等[27]提出的临界风速计算公式就是一个分段函数：

图5 给出了20 cm×20 cm 油盘在不同通风速度下主隧道纵截面的温度云图。可以看出，在纵向通风下，热烟气向上游的蔓延状况得到了一定程度的抑制。随着纵向通风风速的增加，抑制效果更为明显，烟气回流长度变短，直至为0，达到临界风速的状态，该尺寸的油盘对应的临界风速约为0.78 m/s。此外，随着纵向通风风速的增加，下游的烟气层明显变厚，且竖向温度梯度减小，这是因为通风风速的增加增强了烟气蔓延过程中的空气卷吸。图5也给出了其他尺寸油盘的工况达到临界风速时的主隧道温度云图。

图5 不同条件下温度云图Fig.5 Temperature contours under different conditions

图6给出了实验得到的分岔隧道的临界风速及其与WU & BAKAR 模型[27]和LⅠ模型预测值的对比。可以看出，分岔隧道的临界风速较单管隧道的大。在分岔隧道达到临界风速状态时，大部分热空气被带至主隧道下游，而一部分风流进入了支路隧道，分岔隧道需要更大的风速才能抑制烟气回流，因此分岔隧道的临界风速更大。

图6 不同工况对应的临界风速Fig.6 Critical ventilation velocity of different cases

图7给出了无量纲临界风速与无量纲热释放速率之间的关系和拟合曲线。可以看出，对于分岔隧道而言，无量纲临界风速与无量纲热释放速率之间仍存在幂次关系，拟合曲线的斜率为0.325，接近前人得到的1/3 的幂次关系，得到的关系式为：

图7 无量纲风速与无量纲火源功率的函数拟合Fig.7 v*as a function of Q*

WU&BAKAR 提出的关系式中，针对小火的临界风速的系数为0.684，小于式(5)中的0.94，表明分岔隧道的临界风速要高于单管隧道。

3 结论

1) 乙醇含碳量比较低，燃烧时不需要很多的氧气供应，因此在本文所考虑的实验条件下，通风带来的冷却效应大于氧气供应增加带来的更充分反应的作用，最终表现为在本实验条件下，较大尺寸的乙醇池火的火源功率随着通风风速的增加而降低，小尺寸的乙醇池火的热释放速率变化不大。

2) 从基本方程出发，提出隧道火灾发生时空气卷吸的根本原因在于热烟气的斜压性和黏性引起的速度剪切，进而分析了分岔隧道内顶棚下方最大温度。结果表明，当无量纲通风风速小于0.19时，火羽流能够卷吸到更多的冷空气，顶棚下方最大温度较单管隧道的低；当无量纲通风风速大于0.19 时，热烟气较多地被吹向下游，热量分配形式近似于单管隧道，因此顶棚下方最大温度接近单管隧道。

3) 由于一部分纵向通风风流能够进入支路隧道，因此分岔隧道的临界风速相比于同样条件下的单管隧道大。根据实验数据，拟合得到了分岔隧道的临界风速，结果表明分岔隧道的无量纲风速和无量纲热释放速率仍然具有接近1/3 的幂次关系。

本文使用1/10 的缩尺寸分岔隧道模型开展了实验，从空气卷吸的角度出发，分析了分岔隧道顶棚下方最大温度与单管隧道的不同，并给出了适用于分岔隧道的临界风速表达式。但是本文仅考虑了一种分岔隧道结构，当支路隧道倾斜时，在烟囱效应的作用下隧道内空气卷吸强度发生变化，烟气流动状态也与水平的分岔隧道不同，这还有待进一步研究。