近年来，中国经济飞速发展，大量的公路隧道己经完成修建或正在被修建[1]。随着公路隧道建设技术的飞速进步，海底隧道的发展尤为受到关注。其优势在于不影响航道使用，能够抵御恶劣天气，对生态环境的干扰较小，并有效利用了地下空间资源[2]。国外具有代表性的海底隧道包括：日本青函隧道，全长53.8 km[3]；英法海底隧道，全长50.5 km。中国的港珠澳大桥，全长55.0 km，其中包含22.9 km的桥梁工程和6.7 km的海底隧道，沉管隧道长约5.6 km，是目前世界最长的公路沉管隧道，也是中国第一条外海沉管隧道。但是，由于海底隧道位置特殊、结构狭长，一旦隧道内发生火灾，火焰及烟气扩大蔓延迅速，升温速率快，易造成严重的火灾事故，因此采用有效的消防技术对海底隧道进行火灾防控是十分必要的[4-6]。
隧道发生火灾后，聚积在顶棚下方的高温烟气和热量会影响其结构的稳定性[7]，特别是钢壳混凝土中的钢筋一旦暴露在高温烟气中，其强度会随着时间推移而明显下降，最终导致隧道结构的坍塌[8]。已有研究者针对隧道顶棚的最高烟气温度开展了较多研究，考虑了隧道不同几何形状、放热速率、纵向风速和不同横向火灾位置等因素，并建立了相应的经验模型[9-13]。许多学者针对隧道结构防火保护措施也开展了相关研究。姚坚等[14]介绍了当前的隧道结构防火保护措施，例如防火包覆、喷淋灭火系统、耐火纤维混凝土等，并对比了各措施的优势与劣势。郭军等[15]针对港珠澳大桥工程海底隧道，采用实体试验与数值模拟的方法研究了不同隔热条件下，隧道管节结构在火灾时的温度分布和防火技术方案。
细水雾系统作为一种非常高效的灭火、降温技术，已经得到了广泛应用[16-17]。E. Blanchard等[18]采用数值模拟的方法建立了(尺寸比为1∶3)隧道模型，研究了纵向通风隧道中细水雾与热气体的相互作用，发现水雾具有很强的吸热作用，在试验中火灾释放的热量约有一半被水雾吸收，从热气体向水滴的热对流是主要的传热机制(热对流占比73%)。Fan等[19]构建了尺寸为50.0 m×7.7 m× 6.2 m的铁路隧道模型，开展了20组全尺寸细水雾灭火实验，研究了细水雾系统参数对烟雾温度特性的影响，包括细水雾启动时间t、工作压力P、K系数(K)和纵向风速。结果表明，当t=3 min, P=12 MPa, K=0.5时，温度控制效果最佳。张培红等[20]利用长×宽×高为6.0 m×1.5 m×2.0 m的隧道模型，分析了不同工作压力细水雾系统对柴油池火的控制效果，以及纵向排烟和细水雾系统不同的开启时间对控火效果的影响。田向亮等[21]在截面积为9.1 m2，长为38.0 m的全尺寸隧道内开展了一系列实验，研究了不同通风条件下多喷头细水雾系统对隧道甲醇火灾的抑制作用，研究发现纵向通风降低隧道温度的同时，易引起人眼高度处温度升高；细水雾能迅速控制火灾发展并有效降低隧道温度，但细水雾雾滴的扩散与沉降易造成隧道能见度的下降。
然而，当前针对海底沉管隧道的消防技术和设计方案仍不完善，尤其是钢壳混凝土沉管耐火极限标准及火灾场景构建方法尚未明晰[5]。水下钢壳沉管隧道内部空间较为狭小，为半封闭环境，一旦发生火灾，温度将迅速升高并持续较长时间。发生火灾后，聚积在顶棚的高温烟气和热量对钢壳的受力、防水功效及夹心层混凝土材料强度产生不利影响，致使整个钢壳混凝土结构的承载性能下降、退化乃至失稳破坏。针对结构高温失稳破坏的情况，设计者常常采取防火涂料、防火板等措施对其内壁进行保护，但是难免会出现防火涂料、防火板失效等极端情况。因此，进一步研究火灾高温下超宽断面海底沉管隧道温度场分布规律、提出针对性的降温冷却措施方案，是目前亟待解决的问题，且对保障海底隧道的安全运行有着重要意义。
因此，本文搭建了横截面比例为1∶1，内径宽度为18.0 m、高度为6.6 m、长度为25.0 m的试验模型，开展了深中通道超宽断面沉管隧道火灾燃烧抑制试验。在7.2 m喷头安装间距下，针对2.5、5.0和10.0 MW这3种热释放速率开展火灾试验，分析不同热释放速率下火焰燃烧行为及火场温度变化情况，以进一步研究高压细水雾对海底钢壳沉管隧道的防护效果。
1 场景选取与试验设置
1.1 试验平台及测点设置
本文以深中通道超宽断面钢壳混凝土沉管隧道为研究对象，搭建了标准段1∶1比例的隧道模型，模型(横截面)内径宽度为18.0 m、高度为6.6 m。由于本文主要研究高压细水雾作用下钢壳混凝土沉管主体结构防火性能，试验模型长度定为25.0 m，试验平台模型详见图 3。
1.2 火源设计
本试验将汽油盛放在钢板焊成的油盘内，油盘火的热释放速率主要取决于燃烧面积，因此可通过控制油池的燃烧面积来控制火灾功率。燃料池热释放速率的计算公式如下 [27]：
其中：$\chi$ 为燃烧效率，$\Delta h_{\mathrm{c}}$ 为燃料燃烧热值，$\dot{m}_{\infty}^{\prime \prime}$ 为单位面积燃烧速率参考值，$k \beta$ 是消光吸收系数$k$ 和光束长度修正系数$\beta$ 的乘积，$D$ 为油盘当量直径，$A$ 为燃烧表面积；对于方形油盘，边长为$a$ 时，$D=a \sqrt{\frac{4}{\pi}}$。燃料参数取值如表 2所示。
表 2 燃料参数[28] |
| $\chi$ | Δhc/(MJ·kg-1) | $\dot{m}_{\infty}^{\prime \prime} /\left(\mathrm{kg} \cdot\left(\mathrm{m}^{2} \cdot \mathrm{~s}\right)^{-1}\right)$ | kβ/m-1 | |
| 汽油 | 0.75 | 43.7 | 0.055 | 2.1 |
| 柴油 | 0.80 | 42.0 | 0.035 | 1.7 |
在火灾模拟中，常用t2增长-稳定火模拟实际Q的增长过程[29]，即Q随时间t的变化过程可表示为
其中：α为增长系数，依据超快速火取0.187 kW/s2；tc为增长时间，Qst为稳定后的Q。由此可以计算出Q为2.5、5.0和10.0 MW条件下达到稳态所需的时间分别为116、164和231 s。
在火焰增长阶段，燃料的质量损失速率与增长时间的平方成正比，通过对这一时间段内的质量损失速率进行积分，可以计算出所需燃料的总质量m，如式3所示。
1.3 高压细水雾系统设计
2 结果与讨论
2.1 燃烧与高压细水雾降温过程
2.2 隧道温度变化情况分析
2.2.1 隧道顶棚下方温度变化情况分析
3种工况下，火源正上方不同测点温度变化曲线如图 11所示，分别为顶棚下表面、顶棚下10 cm处、顶棚上表面的温度。当Q为2.5 MW时，火源正上方顶棚下表面温度和顶棚下10 cm处的温度接近。油盘被点燃后第116 s，顶棚下10 cm处温度最高约为180 ℃，此时高压细水雾系统开始启动，顶棚下表面及顶棚下10 cm处的温度有所波动，但总体趋势为不断下降。最终，油盘在点火后800 s左右熄灭，随后温度逐渐下降至室温。在Q为5.0 MW时，油盘被点燃后第145 s顶棚下10 cm处最高温度约为310 ℃。高压细水雾系统于164 s启动，开启喷雾后温度逐渐下降，最终油盘在点火后第708 s左右熄灭。778 s时，顶棚下表面温度下降至70 ℃以下。工况3火源正上方不同测点的温度变化如图 11c所示。由图可知，顶棚下10 cm处温度略高于顶棚下表面。油盘被点燃后第125 s顶棚下10 cm处温度最高约为528 ℃。高压细水雾系统于第231 s开始启动，一定时间内顶棚下表面及顶棚下10 cm处的温度仍有升高和震荡趋势。这可能是因为开启细水雾后，加强了火场附近的空气卷吸作用，短暂提高了火场氧气浓度，助燃火焰。但随着细水雾的持续冷却和蒸发吸热，温度逐渐降低，在前人研究中也存在相似结果[30-31]。在第785 s，顶棚下10 cm处温度降低至100 ℃以下，并逐渐降低至室温。不同火灾工况下，顶棚下方及顶棚上表面的温度变化表明，高压细水雾发挥了良好的降温、冷却作用(具体降温效果将在2.3节展开分析)，顶棚上表面温度均有效控制在50 ℃以下，且防火板结构完好。
2.2.2 火源附近温度变化情况分析
为研究高压细水雾对火源周围温度场的降温效果，对工况3火源附近温度变化情况进行分析。火源正上方、火源东南方向1.5 m处和火源西北方向1.5 m处不同高度处测点的温度变化曲线如图 12所示。由图 12a可知，油盘被点燃后，火源正上方温度不断升高，105 s时，最高温度在火源正上方2.0 m高度处，约为931 ℃。当喷雾启动后，在210~717 s内，火源正上方不同高度处火焰温度略有波动，但整体呈下降趋势；717 s后温度开始持续降低直至室温。由图 12b可知，在喷雾启动前，火源东南方向1.5 m且高1.0 m处的最高温度约836 ℃；第231 s喷雾启动后其温度下降明显，降低至226~561 ℃之间，但是在第314 s后测点温度瞬间又有所上升，最高温度为东南方向1.5 m且高1.0 m处第605 s达到的806 ℃，随后温度总体呈降低趋势，第783 s后温度持续降低至室温。由图 12c可知，喷雾启动前，火源西北方向1.5 m且5.4 m高处最高温度为190 ℃，喷雾启动后，温度开始在波动中缓慢降低，第783 s后持续降低至室温。
对比隧道东南方向1.5 m处和西北方向1.5 m处温度发现，同样竖向高度处，东南方向温度明显高于西北方向。东南方向温度竖向分布特点为低处温度较高，高处温度较低；西北方向温度竖向分布特点则相反。结合对试验现象的分析、观察发现，造成这一现象可能是由于火源正中心距离东侧(东南、东北、正东方向)隧道出口更近，开启喷雾后烟气层在喷雾的作用下逐渐降低，由隧道东侧补充的空气比西侧更少，可能会造成火焰向东侧倾斜。
进一步观察试验视频可见，在高压细水雾喷放阶段，火焰有向东侧倾斜的现象，如图 13所示。火焰倾斜造成火源东南方向1.5 m远不同高度处温度的升高和震荡，1.0、2.0、3.0、4.2和5.4 m高度处均处在火焰区域，受到火焰直接加热，由于火焰震荡，低处受到火焰的加热更加持久，因此低处温度较高，而高处温度较低；西北方向温度树所测则是烟气的温度，因此温度相对东南方向较低，且竖直方向越接近顶棚，温度越高。
2.3 不同热释放速率高压细水雾降温情况分析
3种工况喷雾开启前后温度较为稳定的区间的平均温度对比如表 4所示。可以看出，工况1喷雾开启后，火源正上方顶棚下10 cm处温度降低了约47 ℃，火源正上方且高2.0 m处的温度降低了310 ℃；火源东南方向1.5 m且高2.0 m处温度波动范围大，温度降低不明显；火源西北方向1.5 m且高2.0 m处温度降低约38 ℃。工况2喷雾开启后，火源正上方顶棚下10 cm处温度降低了约65 ℃，火源正上方且高2.0 m处温度降低了约215 ℃；火源东南方向1.5 m且高2.0 m处温度波动范围大，温度降低不明显；火源西北方向1.5 m且高2.0 m处温度降低约74 ℃，从喷雾启动开始，顶棚下10 cm处到降温至300 ℃需184 s。工况3火源正上方2.0 m高度处温度降低最为显著，降低了约217 ℃；顶棚下10 cm处平均温度降低了约68 ℃；火源东南方向1.5 m且高2.0 m处温度波动范围大，温度降低不明显；火源西北方向1.5 m且高2.0 m处平均温度降低了60 ℃。从喷雾启动开始，顶棚下10 cm处到降温至300 ℃需464 s。
表 4 不同火灾工况下喷雾降温情况 |
| 位置 | 喷雾开启前最高温度平均值/℃ | 喷雾开启后最高温度平均值/℃ | 降温范围/℃ | ||||||||
| Q=2.5 MW | Q=5.0 MW | Q=10.0 MW | Q=2.5 MW | Q=5.0 MW | Q=10.0 MW | Q=2.5 MW | Q=5.0 MW | Q=10.0 MW | |||
| 顶棚下10 cm处 | 171±13 | 299±4 | 514±25 | 124±11 | 234±3 | 446±2 | 47±25 | 65±8 | 68±27 | ||
| 火源正上方且高2.0 m处 | 683±6 | 642±14 | 847±16 | 373±5 | 427±15 | 630±9 | 310±11 | 215±29 | 217±25 | ||
| 火源西北方向1.5 m且高2.0 m处 | 80±1 | 146±1 | 201±12 | 42±4 | 72±14 | 141±3 | 38±5 | 74±15 | 60±15 | ||
注：由于火源东南方向1.5 m且高2.0 m处的温度波动范围大，平均温度值不具代表性，故未在表中列出。 |
通过分析发现，随着Q的增大，隧道顶棚下10 cm处降温至300 ℃以下所需的时间逐渐增加。开启喷雾后3种工况隧道顶棚温度均能够有效降低至300 ℃以下，能够降低火灾对隧道结构的破坏。同时喷雾也可以降低火场附近的温度，这有利于消防救援人员抵近火场进行救援，也可以防止火势蔓延至周围其他车辆。但是，通过对隧道内温度变化情况及喷雾降温情况分析发现，喷放高压细水雾并不能快速扑灭隧道内火灾，在实际火灾情况下，高压细水雾对汽车内部的火灾抑制效果有限。因此，在海底沉管隧道发生火灾后，启动高压细水雾系统降温冷却，对隧道钢壳混凝土沉管进行防护的同时，消防救援人员可以结合隧道内泡沫-水喷雾系统及泡沫消火栓进行灭火处置。
3 结论
本文开展了高压细水雾作用下超宽断面沉管隧道火灾燃烧试验，研究了喷放高压细水雾后超宽断面沉管隧道火灾的燃烧行为、温度场变化、降温冷却效果。主要结论如下：
1) 在热释放速率为2.5、5.0、10.0 MW的3种工况下，最大火焰高度分别为4.5、6.0、6.6 m左右，高压细水雾喷放后，火焰高度逐渐降低，烟气层会明显下降。然而，高压细水雾无法扑灭火焰，直至油盘内燃料燃尽，火焰才完全熄灭，不同工况火焰燃烧时间分别为800、708、710 s左右。
2) 高压细水雾喷放前，3种工况下顶棚下方最高温度分别为200、415、681 ℃。开启高压细水雾后，3种工况下的隧道顶棚下方温度均能够有效降低至300 ℃以下。此外，所有工况下顶棚上表面温度均有效控制在50 ℃以下，且防火板结构完好。喷放高压细水雾一定程度上能够降低火灾对隧道结构的破坏。
结合本文研究，建议在海底沉管隧道发生火灾后，启动高压细水雾系统进行降温冷却，对隧道钢壳混凝土沉管进行防护。但高压细水雾系统并不能快速扑灭隧道内火灾，消防救援人员可以使用隧道内泡沫-水喷雾系统及泡沫消火栓进行灭火处置。
