纵向风作用下隧道火灾烟气分岔流动试验研究

钟　委，端木维可，李华琳，梁天水

(1.郑州大学 化工与能源学院，河南 郑州　450001；2.中国建筑科学研究院 建筑安全与环境国家重点实验室，北京　100013)

若地铁隧道内发生火灾事故，将造成大量的财产损失甚至人员伤亡[1-5]。统计结果表明，火灾中超过85%的人员伤亡都是由烟气导致的[6-8]。隧道的纵向通风常被用于隧道火灾烟气的控制，即通过向隧道提供纵向风来阻止火灾烟气逆流的产生，为人员疏散提供逃生环境[9-11]。阻止火灾烟气逆流产生的最小纵向风速称为临界风速，它是纵向通风方式的一个重要参数[12-13]。但纵向风速也不宜过大，因为过大的纵向风速将会影响烟气层的稳定性[14]。

关于纵向风速问题，阳东等[15]通过小尺寸模型试验发现，较大纵向风速会加强烟气与冷空气的掺混，导致热分层界面不再明显，烟颗粒层显著变化，烟气层失稳。李开源[16]采用FDS(Fire Dynamics Simulator, 火灾动力学模拟软件)研究隧道火灾烟气层失稳后的流场，认为当纵向风速过大时，下游烟气层不再是一个整体，而是分成两部分沿着隧道侧壁流动，并将此现象定义为烟气分岔流动。钟委[17]采用数值模拟方法研究分岔现象机理，发现烟气分岔流动的发生主要取决于惯性力和浮力的共同作用，纵向风会加剧烟气与空气的掺混，减弱了顶棚射流撞击侧壁后反向流动的驱动力，从而导致了分岔流动现象的产生。这些研究主要采用数值模拟的方式，相关试验研究尚未见报道。

Richardson数(Ri)常被用于研究热烟气和冷空气分层稳定性，表示密度分布的稳定作用与因速度剪切引起的失稳作用的比值。P.H.E.等人[18]研究了长走廊内热烟气与冷空气的分层特性，发现当Ri>0.5时，分层结构才能得以维持。阳东等[19]通过小尺寸模型试验发现：当Ri>0.9时，烟气层可以保持稳定结构；当0.3

因此，本文通过小尺寸模型地铁隧道火灾试验，对不同纵向风速和不同火源功率下隧道内的烟气流动特征、烟气温度分布进行研究，验证隧道火灾烟气分岔流动的机理，分析烟气分岔流动临界风速和临界Richardson数的变化规律；通过数值模拟烟气分岔流动临界风速和临界Richardson数，验证小尺寸模型试验的结果，为地铁隧道火灾排烟设计提供理论依据。

1　小尺寸模型试验的设计和数值模型的建立

1.1　小尺寸模型试验设计

隧道模型以某矩形断面地铁隧道为原型，按照1∶10的相似比例尺设计试验模型。试验模型包括试验段、风机和连接段3部分，总长9.8 m，其中试验段的长×宽×高为8.0 m×1.0 m×0.5 m。设计的试验台如图1所示。

图1　试验台实体图

试验段两端均保持开启状态。试验段的顶棚、底板和一侧侧壁均采用6 mm厚的防火板，另一侧侧壁采用8 mm厚的防火玻璃，以便观察试验过程中烟气流动形态等试验现象。

风机位于试验段右侧，为试验段提供纵向风。在试验中可以通过改变无级变速器的频率以调节风机的送风量，进而控制隧道内的风速大小。

在风机与试验段之间的连接段，利用多个3 mm孔径的铁丝网对纵向风进行整流，以提供均匀稳定的纵向风。试验中纵向风速在0～1.5 m·s-1之间连续可调。

采用电子天平记录燃料质量随时间的变化，其最大量程为8 kg，精确度为0.01 g，采样频率为1 Hz。试验段内纵向风速的测量采用热线风速仪，其测量范围为0.1～30.0 m·s-1，精确度为0.01 m·s-1，采样频率为1 Hz。

将片光源置于烟气下游出口处，采用激光片光源来显示流场，从而清楚地观察隧道中心烟气层的厚度和分层状态，并利用摄像机进行实时记录。

火源采用纯度为99%的工业酒精作为燃料，由于酒精燃烧的产物无色透明，因此在火源附近添加示踪烟气，以便观察烟气的运动状态。火源中心点位于试验段纵向轴线上，距纵向风入口2.5 m处。油盘采用2 mm厚钢板制成，选用0.06，0.08，0.10，0.12，0.14，0.16 m等共6种尺寸的方形油盘，油盘内燃料初始高度均为0.01 m。由此共组成6种试验工况，见表1。

表1　试验工况

采用直径为1 mm的K型热电偶进行温度测量。在顶棚下方7.5 mm处，沿试验段的纵向方向布置2串热电偶。热电偶串1位于试验段中心线处，热电偶串2位于距侧壁0.05 m处。热电偶串1共有20个测点，从纵向风入口右侧1.5 m处布置到7.0 m处，编号依次为T1—T20，其中T1—T17测点之间的间隔为0.25 m，T17—T20号测点的间隔为0.50 m。热电偶串2的测点从火源开始沿试验段水平方向布置，编号从左向右依次为T21—T36，其中T21—T33测点的间隔为0.25 m，T33—T36号测点的间隔为0.50 m。

在试验段中部，火源下游1，2，3，4 m处共布置了4串竖向热电偶，每串由7个测点组成，最顶端测点距离顶棚0.05 m，各相邻测点的间隔为0.05 m。测点布置如图2所示。

图2　试验台示意图(单位：m)

1.2　数值模型的建立

为了验证小尺寸模型试验所得烟气分岔流动临界风速和临界Richardson数变化规律的合理性，选用5.5.3版本的FDS场模拟软件对相同场景下火灾烟气分岔流动现象进行数值模拟。

模拟隧道的长×宽×高为200 m×10 m×5 m，建立的模型如图3所示。火源位置距纵向风入口水平距离50 m，以煤油为燃料，火源功率分别与小尺寸实验模型火源功率折算后的实际功率相同。通过改变纵向风速设置，来获取不同工况下的临界风速。环境温度设定为20 ℃，模拟时间为100 s。

图3　FDS模型图(单位：m)

在FDS数值模拟中，网格尺寸是关键因素之一。通过对网格独立性研究发现，在本文场景下，在网格尺寸为0.167，0.125和0.100 m时模拟结果较好，并且仅有轻微的不同；当网格尺寸小于0.167 m时，对模拟结果精度没有明显的提高，但要消耗更多的时间[17]；但是，火源附近的网格尺寸应较小。因此，在火源附近，即从火源上游距火源中心5 m处至下游距火源中心35 m处，网格尺寸取0.083 m，其余地方网格尺寸取0.167 m，由此划分的数值模型网格图如图4所示。

图4　数值模型的网格图

2　试验结果与讨论

2.1　烟气层形态

试验中逐渐增大纵向风速，观察烟气分岔流动现象出现前后的烟气流动。6种工况下的烟气层随纵向风速增加的变化趋势基本相同，这里以工况2为例对试验结果进行分析。图5为工况2下不同风速时烟气层典型的变化过程。从图5可以看出：当隧道内无风时，隧道内上部烟气层与下部冷空气层保持稳定分层结构，如图5(a)所示；随着纵向风速的逐渐增大，首先烟气层显著变厚，如图5(b)所示；接着羽流撞击区向下游移动，而后烟气层产生向上的凹陷，凹陷区烟气减少，凹陷下游烟气层变厚，如图5(c)所示；然后烟气回流逐渐消失，由于没有回流烟气的补充，凹陷区基本没有烟气存在，此时烟气层发生分岔流动现象，如图5(d)所示；最后凹陷范围加大，如图5(e)所示。

图5　工况2下不同纵向风速时烟气层典型的变化过程

2.2　隧道顶棚下方温度沿隧道纵向的分布

工况2下不同纵向风速时隧道顶棚中心烟气温度与侧壁烟气温度的对比如图6所示，图中横坐标上的负和正分别代表测点位于火源的上游和下游。

顶棚中心烟气温度最高处可认为就是羽流撞击区的中心，因此可通过温度的骤升判断羽流撞击区与回流烟气的界限。由图6可知：当隧道内无风时，羽流撞击区附近顶棚中心烟气温度高于侧壁处，随着烟气向下游蔓延，顶棚中心烟气温度与侧壁处趋于一致，可认为此时顶棚下方烟气层处于稳定状态，如图6(a)所示；随着纵向风速的逐渐增大，如图6(b)所示，侧壁烟气温度逐渐高于顶棚中心处，但温度相差不大；当纵向风速增至0.43 m·s-1时，羽流汇聚区逐渐远离撞击区，且回流烟气逐渐减少，导致侧壁与隧道中心的烟气温差加大，如图6(c)所示；当纵向风速增至0.59 m·s-1时，撞击区上游恰好没有烟气，然后由于没有上游烟气的补充，羽流撞击区下游顶棚中心烟气温度与侧壁处出现较大差异，隧道中部形成明显的中心低温区，如图6(d)所示；当纵向风速增至0.64 m·s-1时，中心低温区域范围逐渐增大，如图6(e)所示。

其余各工况下火灾烟气撞击区无回流烟气时顶棚中心烟气温度分布如图7所示。由图7可知：当回流烟气消失时，羽流撞击区上游烟气温度几乎不变且接近室温，下游则出现明显的中心低温区。

图6　工况2下不同纵向风速时隧道顶棚中心和侧壁的烟气温度分布

图7　各工况下回流烟气消失时顶棚中心的烟气温度分布

2.3　火源下游竖向温度分布

工况2下不同纵向风速时火源下游竖向温度分布如图8所示。从图8可以得出：当隧道内无纵向风时，如图8(a)所示，由于顶棚附近的烟气与顶棚存在热量传递，烟气温度在竖向高度从上到下呈现先升高后降低的趋势，且烟气温度均在距顶棚0.05 m处出现陡降，在0.15 m处接近室温，说明此时烟气层处于稳定状态，存在明显的热烟气与冷空气的分层结构；当纵向风速较小时，如图8(b)所示，此时火源下游1 m处虽也存在烟气温度陡降，但其变化幅度较其他位置要小；当纵向风速较大时，如图8(d)和图8(e)所示，火源下游各位置处烟气温度下降趋势变缓，而对于火源下游2 m处，在其高度范围内，竖向温度相较另外3个位置要低，且在顶棚下方0.10 m处时已接近室温，表明火源下游2 m处顶棚几乎没有烟气存在。

其余各工况下烟气撞击区无回流烟气时火源下游竖向烟气温度分布如图9所示。从图9可知：此时各火源下游3和4 m处烟气层厚度增大，2 m处烟气层变薄，在0.10 m处烟气温度已接近室温，说明此时烟气层存在凹陷，且凹陷已接近顶棚。

图8　工况2下不同纵向风速时火源下游竖向温度分布

图9　各工况下回流烟气消失时火源下游竖向温度分布

3　分岔流动临界风速

隧道火灾烟气发生分岔流动的临界条件为羽流撞击区上游的回流烟气完全消失。因此可以确定烟气分岔流动的临界风速即为羽流撞击区上游不再出现烟气回流时的最小风速。各试验工况下烟气分岔流动的临界风速见表2。火源的热释放速率通常利用燃料质量损失法求得，其计算公式见式(1)；再根据比例关系计算得到对应全尺寸热释放速率；各试验工况下的计算结果均见表2。

(1)

(2)

为表征火源热释放速率和烟区分岔流动临界风速之间的关系，分别将其无量纲化。

(3)

(4)

表2　各试验工况的分岔现象临界风速和相应热释放速率

图10为小尺寸模型试验和数值模拟结果无量纲化得到的热释放速率与烟气分岔流动临界风速的关系图，其中数值模拟所采用的火源热释放速率为表2中的全尺寸热释放速率值。从图10可以看出：数值模拟结果与小尺寸试验结果符合良好，无量纲烟气分岔流动临界风速与无量纲热释放速率的1/3次方呈线性增长关系，这也证明了小尺寸模型试验的准确性。它给隧道火灾纵向通风模式下纵向风速的选择提供了理论参考依据。

图10　无量纲烟气分岔流动临界风速随热释放速率变化的规律

4　分岔流动临界Richardson数

烟气流动状态可用Richardson数来定量分析。临界Richardson数(Ric)被定义为[20]

(5)

烟气层平均温度为[21]

(6)

根据式(4)和式(5)，分岔流动临界Richardson数(Ribc)可表示为

(7)

式中：Δρ为烟气层密度与冷空气密度之差；h为烟气层厚度；ρb为烟气层密度；uc为临界速度；Tb为烟气层温度；Qc为热释放速率中的对流部分；A为隧道横截面积。

图11给出了分岔流动临界Richardson数随无量纲热释放速率变化的规律。由图11可见：烟气分岔流动临界Richardson数维持在一定范围内，基本不随无量纲火源热释放速率变化，可视为常数且取0.095。

图11　分岔流动临界Richardson数随无量纲热释放速率变化的规律

5　结　论

(1)通过小尺寸模型试验验证了分岔流动现象的存在。当纵向风速较小时，烟气羽流撞击区上游存在回流烟气，在纵向风作用下这部分烟气将进入下游烟气层中，此时隧道火灾烟气能够维持较好稳定分层结构，烟气分岔流动现象不会发生；随着纵向风速的增大，羽流撞击区上游的烟气回流逐渐减少，烟气层将产生向上的凹陷，然后烟气层凹陷越来越明显，范围越来越大，当烟气回流完全消失时，最终导致了烟气分岔流动现象的发生。

(2)在较大纵向风速下，烟气分岔流动的发生将导致隧道中部烟气量减少，造成火源下游段隧道中心温度明显低于侧壁处温度，形成中心低温区。

(3)烟气分岔流动无量纲临界风速与无量纲火源热释放速率的1/3次方呈线性增长规律。烟气分岔流动临界Richardson数基本不随无量纲火源热释放速率变化，可视为常数且取0.095。小尺寸模型试验与数值模拟的结果吻合良好。

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