隧道半径对地铁列车火灾烟气蔓延特性影响研究

周丹，唐子童，胡天恩，陈涛

(中南大学 交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙 410075)

地铁作为一种快速便捷的地下公共交通工具，在缓解城市交通压力上扮演着重要的角色。但地铁给人们带来便利的同时，安全问题也愈发凸显，其中地铁火灾是造成人员伤亡和财产损失最严重的灾害类型[1]。以下列出了部分国内外重大地铁火灾事故及其伤亡损失情况：1995 年10 月阿塞拜疆巴库地铁机车电路故障导致289 人死亡，265 人受伤；2005 年8 月法国巴黎列车起火导致19 人烟气中毒；2010年3月俄罗斯莫斯科地铁车厢爆炸造成41 人死亡，多人受伤；2017 年2 月中国香港地铁恶意纵火事故导致4人死亡，17人烧伤。地铁列车在隧道内发生火灾之所以造成灾难性的伤亡，是因为隧道空间狭窄，短时间内燃烧产生的大量高温烟气将迅速蔓延，这将对人体造成严重的损害[2-3]。受用地条件等因素的制约，许多地铁隧道存在一定的曲率。相比直线隧道，曲线隧道内列车发生火灾时，隧道壁面对烟气蔓延的阻碍增大，从而导致曲线隧道内烟气蔓延规律更加复杂。因此，有必要开展对曲线隧道列车火灾烟气扩散规律的研究，为进一步合理控制烟气流动、减少火灾事故下的人员伤亡提供理论依据。鉴于隧道火灾造成的难以估量的损失，国内外学者对隧道内烟气蔓延特性进行了大量研究，烟气逆流现象则是其中的重要研究课题之一。HU 等[4]认为当火羽流碰撞区域的烟气浮力驱动力等于其惯性力时，逆流烟气可以停止在直线隧道中传播。LI等[5]根据实验测试和理论分析结果得出无量纲烟气逆流长度与无量纲热释放速率以及纵向通风速度有关。CHEN 等[6]研究了顶棚抽气口与火源距离对隧道顶棚下热浮力驱动的烟气逆流长度的影响。WENG等[7]用FDS 软件研究了9 种不同截面形状的地铁隧道烟气逆流长度，并通过量纲分析的方法推导出烟气逆流长度和临界速度的量纲表达式。朱凯等[8]通过理论分析、缩比试验以及数值模拟相结合的方法，发现坡度隧道有列车存在时烟气逆流长度比隧道内无阻塞时要小。钟委等[9]采用数值模拟方法，研究了竖井自然排烟对隧道烟气逆流长度的影响。HO 等[10]采用模型实验和数值模拟相结合的方法，提出了考虑隧道内车辆阻塞比的烟气逆流长度预测公式。由研究背景所述，现在许多隧道都具有一定的曲率。当弧形隧道发生火灾时，隧道曲率必定会对烟气的扩散产生影响。HO 等[11]提出了一个表征烟气扩散范围的无量纲量，以此来研究隧道火灾下弯曲隧道的曲率对烟气扩散范围的影响。LI等[12]通过数值仿真方法，发现曲率与隧道温度呈负相关，并提出了城市交通地铁隧道曲率对火灾温度的预测模型。CALIENDO 等[13]建立重型货车在双向弯曲隧道中发生火灾的数值仿真模型，研究了货车位置、隧道几何形状、纵向通风速度以及交通流的变化对流场温度、烟气浓度、人眼可见距离的影响。ZHONG 等[14]利用全尺寸试验对曲线隧道在3种不同火源功率下的烟气蔓延特性进行研究，测定了火灾不同发展阶段烟气纵向温升的变化过程以及火源附近的烟气流动特性。ZHANG 等[15]采用FDS 软件对转弯半径为300 m 至1 000 m 的地铁曲线隧道进行了数值仿真，通过数值计算数据得到了曲线隧道局部阻力受无量纲转弯半径和无量纲通风速度控制。当前国内外对隧道火灾的研究大多采用隧道内放置静态火源的方式[16-18]，但实际地铁隧道火灾通常在列车运行过程中爆发，国内外学者对列车携带火源在隧道内减速时的流场进行模拟。其中，郗艳红等[19]采用滑移网格技术对携火源运动的地铁列车过隧道进行了数值模拟，探讨了列车行驶速度对隧道内温度场以及烟气逆流长度的影响。屈璐等[20]采用CFD 的方法对列车携火源行驶时隧道内的气流速度以及列车的安全时速进行了研究，结果表明列车应以尽量低的速度驶向临近车站进行救援，弱化活塞风效应对周围烟气蔓延的加速效果。ZHANG 等[21]运用动网格技术，对不同隧道阻塞比下运动地铁列车火灾的烟气逆流现象进行了仿真模拟，并得到相应的逆流时间。ZHOU 等[22]基于滑移网格技术，探究了隧道斜率对运动地铁列车的烟气输运规律的影响。综上所述，国内外学者针对直线隧道中静止火灾烟气输运规律进行了大量研究，对于运动着火列车在曲线隧道内迫停后的烟气蔓延规律的研究并不充分。本文针对曲线隧道内运动地铁列车火灾场景，采用滑移网格技术实现了着火列车在曲线隧道内减速至停车的过程，得到隧道内烟气速度、温度和浓度的变化规律。

1 数值计算模型

1.1 几何模型

以6 编组A 型地铁列车(头车+4 节中间车+尾车)为研究对象。如图1 所示，整车长140 m，宽3 m，高3.8 m，车身横截面积为9.5 m2。对于隧道列车火灾模拟，仿真模型保留了地铁列车设备舱、转向架等复杂结构，通过精细化的列车建模减少模型精度对仿真结果的不利影响。

图1 几何模型Fig.1 Geometric model

曲线隧道模型如图2所示，中间隧道长1 000 m，横断面积22.4 m2，该隧道两端的站台长宽高分别为150，8 和6 m。根据《地铁设计规范》[23]对隧道线路的要求，建立了曲线半径R为300，500，700和900 m 的曲线隧道以及直线隧道(R=∞)5 种隧道模型，用以对比隧道曲线半径对地铁列车火灾烟气蔓延特性的影响。

图2 曲线隧道俯视图Fig.2 Top view of the curve tunnel

1.2 网格划分

计算网格如图3所示，考虑到列车阻塞对隧道地铁列车火灾烟气蔓延的影响，采用精细化的地铁列车模型，保留风挡、转向架等部件，列车表面结构复杂，因此列车周围采用适应性较强的非结构网格对其进行划分，并对火源周围空间进行网格加密处理，尺寸在0.08～0.10 m 范围，保证流场数值求解更加准确。对非滑移区域采用结构化网格进行划分，整个计算域的网格数为860万。

图3 计算域网格Fig.3 Mesh distribution

1.3 边界条件

边界条件如图4所示，隧道两端的边界条件分别为压力入口和压力出口，列车、站台及其余隧道表面设为无滑移壁面，考虑火灾发生时壁面和列车表面对温度变化的影响，将隧道和列车的壁面材料分别指定为混凝土和铝合金，密度分别为2 200 kg/m3和7 850 kg/m3，导热系数分别为1.2 W/(m ∙K)和3 W/(m ∙K)，比热容分别为0.88 kJ/(kg∙K)和0.50 kJ/(kg∙K)。整个计算域的环境温度设定为300 K，压力为101 kPa[24]。

图4 边界条件Fig.4 Boundary conditions

1.4 火灾场景构建

地铁列车火灾规模与多种因素相关，根据《地铁设计规范》[23]，地铁列车起火的火源功率范围在5～10.5 MW，本文选择7.5 MW 的火源功率模拟地铁火灾。采用体积热源模拟地铁列车起火时热量和烟气的释放，设定火源燃烧释放的烟气为CO2。式(1)为烟气释放速率计算公式[25]：

式(1)中：Z为烟气相对隧道地面的高度，m；mc为烟气的质量流率，kg/s；C1为烟气释放速率系数，通常取为0.071；Qc为对流热通量，kW，通常情况取0.7 倍火源功率。由式(1)计算可得，7.5 MW 的火源功率烟气释放速率为27.16 kg/s。火源位置设置于头车底部的设备舱。如图5所示，列车由静止状态以1 m/s2加速度从地铁站台驶出，在行驶20 s后达到列车的正常运营速度20 m/s，列车以20 m/s的速度匀速行驶5.9 s 后突发火灾，列车立即以1 m/s2的减速度进行减速，经过20 s 后列车最终停在隧道中部。

图5 移动火源火灾场景Fig.5 Moving fire source scene

1.5 测点布置

为监测列车起火后隧道纵向各处烟气的特征参数，如图6，在隧道内部布置测点。由于本文运动火源火灾最终停车位置位于隧道中部，故以隧道纵向中点为中心，在中心附近200 m内每隔25 m设置一个测点。此范围之外每隔50 m 设置一个测点。由于靠近火源位置烟气温度、浓度的变化速率较大，因此在隧道中心15 m 范围内，每隔1 m布置一个测点。所有测点设置在距地面4.7 m 高度的隧道中心线上。

图6 测点布置Fig.6 Measuring point distribution

2 模型验证

采用WANG 等[26]开展的列车火灾动模型实验数据进行数值计算方法验证，该试验在中南大学轨道交通教育部重点实验室的动模型实验平台进行。构建与动模型试验尺寸相同的几何模型，列车与隧道均采用1︰10 缩尺寸模型，列车长宽高分别为7.10，0.30和0.38 m，列车行驶速度为60 km/h，隧道和列车横截面积分别为0.22 m2和0.095 m2。选取动模型试验中距隧道入口17.7 m，高0.32 m隧道壁面测点的气流速度和烟气浓度峰值验证数值计算方法的准确性。同时，为确保网格划分方法不影响数值模拟结果，采用3套不同密度的网格进行验证。

如表1所示，采用测点位置的气流速度和烟气浓度峰值验证数值仿真结果的准确性。u代表测点的纵向流速，V为列车车速，(u/V)max代表测点无量纲流速的最大值。Cc代表测点的烟气浓度，Cref代表动模型重复性试验中测点烟气浓度峰值的平均值。(Cc/Cref)max代表测点中无量纲烟气浓度的最大值。由表1可知，与动模型试验结果相比，粗糙网格下的数值模拟结果误差大于5%，而采用中等网格和精细网格的数值模拟结果误差均在5%以内。故认为中等网格和精细网格下的数值仿真结果能够准确地显示列车携火源运行时的流场状态，出于计算成本和计算时间的考虑，选择中等网格划分方法进行后续的数值模拟研究。

表1 动模型试验与数值仿真结果对比Table 1 Comparison between dynamic model test and numerical simulation results

3 结果与分析

3.1 曲线隧道内烟气流速

停车时刻隧道内速度场如图7～8 所示，可见不同曲率隧道内顶棚烟气的纵向速度分布规律相似，在列车阻塞区段的气体流速明显要大于无列车阻塞区段，并且气体流速的峰值位置都出现在火源下游20 m 左右。当隧道半径由300 m 增大至∞时，顶棚气流纵向流速峰值由9.13 m/s 增至10.68 m/s，相比上升16.98%。

图7 停车时刻不同曲率隧道内车体周围速度云图Fig.7 Velocity nephogram around the train in tunnel with different curvature at parking time

图8 停车时刻不同曲率隧道拱顶下方气体纵向流速曲线Fig.8 Longitudinal velocity curves of gas under tunnel vault with different curvature at parking time

图9 为停车后(t≥150 s)不同曲率隧道拱顶下方气体纵向流速曲线，由图9可知，t=150 s时，不同曲率隧道内烟气均向火源下游蔓延，烟气尚未出现逆流现象。当t=250 s 时，曲线隧道和直线隧道内隧道顶棚气流运动方向改变，烟气已经发生逆流。对于曲线隧道，火源上方顶棚位置(x=0 m)烟气逆流速度的绝对值随隧道曲线半径的减小逐渐增大。当隧道曲线半径由900 m 减小至300 m 时，火源上方顶棚位置烟气逆流速度绝对值由3.94 m/s增大至4.43 m/s。

图9 停车后不同曲率隧道拱顶下方气体纵向流速曲线Fig.9 Longitudinal flow velocity curves of gas under tunnel vault with different curvature after parking

对比关于曲线隧道静止火灾研究[11-12]发现，隧道内运动着火列车被迫停车时烟气蔓延速度明显加快，并且火源两侧烟气呈不对称分布。产生这种差异的原因是隧道内移动火源燃烧释放的烟气不止受温差引起的静压力作用，列车运行所引起的活塞风也会对烟气的蔓延造成很大的影响。在运动着火列车刚停车时，活塞风风速较大，列车燃烧产生的热烟气与来流冷空气发生热交换，并迅速扩散至火源下游。随着时间推移，活塞风不断衰减，火源附近的热量逐渐积聚，热烟气与火源上游冷空气之间的温度梯度增大，当温差造成的静压力大于活塞风的动压力，热烟气开始逆流，向火源上游蔓延。

表2列出了不同曲线半径隧道内的烟气逆流时刻。观察发现，曲线隧道中的烟气逆流时刻要晚于直线隧道。但对于曲线隧道，逆流时间与隧道曲率不是单一的线性关系，而是随着曲线隧道半径的增大先延迟，然后又有提前的趋势。从图9可知，隧道曲线半径进一步增大时，由于隧道壁面的阻碍作用变小，速度较大的活塞风率先排出隧道，在列车停车后，活塞风失去动力来源，隧道内的整体气流速度下降。活塞风风速随隧道曲线半径的增大呈减小趋势，使得烟气逆流发生的时刻随曲线隧道半径的增加先延迟后提前。对于半径为300 m 的曲线隧道，烟气在t=169 s 时发生逆流，而半径为700 m 和900 m 的曲线隧道分别于182 s和178 s出现逆流现象。

表2 不同曲率隧道烟气逆流时刻Table 2 Smoke backlayering time in tunnel with different curvature

3.2 曲线隧道内温度分布

图10 展示了列车停车瞬间车身周围的温度分布情况，由图10 可知，在列车减速停车瞬间，由于活塞风的动压力和热浮力作用，高温气体从头车设备舱火源位置迅速上升的同时朝列车运动方向蔓延，故列车停车瞬间不同曲率隧道内温度峰值均出现在火源下游位置。图11 为停车时刻隧道顶棚烟气温度分布曲线，观察可知，当隧道曲线半径由300 m 增大至∞时，隧道顶棚温度峰值逐渐下降，当隧道半径为300 m时，温度峰值为787 K，对于直线隧道，温度峰值为706 K，相比下降了10.29%。但在火源下游其他位置，直线隧道顶棚温度低于曲线隧道。结合图8分析，从火源中心到下游20 m 范围内，直线隧道顶棚位置的气流速度峰值大于曲线隧道，而下游20 m 之后的气流速度迅速减小。因此火源中心上方的热量能迅速在火源下游20 m 范围内蔓延，降低了火源上方的温度峰值，但使得火源下游20 m 范围内的平均温度升高。

图10 停车时刻不同曲率隧道内车体周围温度云图Fig.10 Temperature nephogram around the train in tunnel with different curvature at parking time

图11 停车时刻不同曲率隧道拱顶下方气体温度曲线Fig.11 Gas temperature curves under tunnel vault with different curvature at parking time

图12展示了停车后(t≥150 s)隧道顶棚烟气温度的分布状态。由图12 可知，随着隧道曲线半径由300 m 增大至∞，隧道顶棚位置的温度峰值呈先下降后上升的趋势。产生上述变化的主要原因是隧道曲线半径增大，气体流动受隧道壁面阻碍作用减弱，同时烟气受到的离心力作用减弱，烟气主流更加靠近隧道中心，故火源上方位置流速增加，当隧道曲线半径进一步增大时，部分高速流动活塞风顺畅地排出隧道，使得隧道内整体流速减小。而隧道内的气流速度越快，对流换热效果越好，隧道顶棚高温烟气温度峰值更小。

图12 停车后不同曲率隧道拱顶下方气体温度曲线Fig.12 Gas temperature curves under tunnel vault with different curvature after parking

3.3 曲线隧道内二氧化碳浓度

停车时刻不同曲率隧道拱顶下方CO2浓度曲线如图13 所示，由图13 可知，隧道曲线半径越小，二氧化碳浓度峰值越大。曲线隧道半径为300 m时，二氧化碳浓度峰值为0.14，对于直线隧道，二氧化碳浓度峰值为0.11，相比下降了21.43%。产生上述现象是因为列车停车瞬间，隧道曲线半径越大，拱顶下方气体流速峰值越大，二氧化碳被稀释的程度就越大，该位置的二氧化碳浓度越小，同时气体流速越大，火源下游二氧化碳气体扩散范围随之增大。

图13 停车时刻不同曲率隧道拱顶下方CO2浓度曲线Fig.13 CO2 concentration curves under tunnel vaults with different curvature at parking time

相关研究表示，当二氧化碳浓度大于0.03 时，人的血压升高，听力减退，行动能力下降，大大降低人员逃生能力[27]。当浓度继续增大，甚至会使人窒息死亡，因此定义二氧化碳浓度C≥0.03 时为高浓度烟气。表3 列出了t=250 s 时刻不同曲线半径隧道中高浓度二氧化碳气体(C≥0.03)的扩散距离。相比与直线隧道，半径为R=300 m 的曲线隧道火源上游高浓度二氧化碳范围减少34.24%、下游增大11.42%。火源上游的高浓度二氧化碳气体蔓延范围随隧道曲线半径的增大而逐渐增大，下游的趋势却与此相反。在火源下游，t=250 s 时刻直线隧道中远火源区域气体流速低，无法将近火源区域的高浓度二氧化碳气体输运至远火源区域，故二氧化碳气体更加集中在近火源区域。而在火源上游，直线隧道远火源区域的隧道顶棚风速较大，有利于近火源区域的高浓度二氧化碳气体向火源上游进一步蔓延、稀释。

表3 250 s时刻不同曲率隧道内的高浓度二氧化碳扩散距离Table 3 Diffusion distance of high concentration carbon dioxide in tunnels with different curvature at time of 250 s

4 结论

1) 在列车停车时刻，随隧道曲线半径的增大，顶棚烟气流速峰值逐渐增大，而温度和二氧化碳浓度峰值呈减小趋势。当隧道曲线半径由300 m 增大至∞时，顶棚烟气流速峰值上升16.98%，温度和二氧化碳浓度峰值分别下降了10.29%和21.43%。

2) 当列车停车一段时间后(t≥150 s)，烟气开始发生逆流现象，曲线隧道中的烟气逆流时刻要晚于直线隧道，逆流时间与隧道曲率不是单一的线性关系，而是随着曲线隧道半径的增大先延迟后提前。相比直线隧道，曲线半径为700 m 的隧道逆流时刻延迟21 s。鉴于烟气逆流对人员疏散的不利影响，曲线隧道火灾后续通风控烟应当不晚于逆流时刻。

3) 当隧道内烟气发生逆流之后(t=250 s)，随着隧道曲线半径由300 m 增大至∞，隧道顶棚位置的温度峰值呈先下降后上升的趋势。相比于直线隧道，半径为300 m 的曲线隧道火源上游高浓度二氧化碳(C≥0.03)范围减少34.24%，下游增大11.42%，建议人员尽量向火源上游方向疏散。