2. 东北大学 资源与土木工程学院，沈阳 110819;
3. 新疆维泰开发建设(集团)股份有限公司，乌鲁木齐 830000
2. School of Resources and Civil Engineering, Northeastern University, Shenyang 110819, China;
3. Xinjiang Vital Development and Construction (Group) Co., Ltd., Urumqi 830000, China
地铁隧道由于其独特的结构，一旦发生火灾，危害巨大。当火灾发生时，会产生大量烟雾，烟雾中的有毒气体会导致能见度降低并使人窒息，这是烟雾致命的原因之一[1-2]。一般的地铁隧道并没有独立的通风隧道，而带有独立通风隧道的地铁隧道发生火灾后，产生的有毒烟气的温度分布及烟气蔓延过程可能会发生变化。本文针对这种具有特殊结构隧道发生的火灾展开研究，对于隧道火灾安全性具有重要作用。
国内外对全尺寸隧道火灾已经进行了较多研究。Lönnermark等[3]在全尺寸地铁车厢内开展燃烧实验，发现燃烧时最大火源热释放速率可达3.5 MW，并提出了火灾从车厢内物品着火到整个车厢内发生轰燃的4个发展阶段。钟茂华等[4-5]针对具有同站台高架换乘形式的某实体地铁车站，进行全尺寸火灾实验方案设计，结合车站通风排烟模式和列车运行模式，开展不同规模火灾场景下的烟气蔓延特性和防排烟技术研究。史聪灵等[6-7]设计了地铁车站全尺寸火灾实验系统，并进行了站台和区间隧道全尺寸实验，对烟气水平方向和竖直方向的温度分布、蔓延速度和区间隧道气流组织模式进行了研究。Weng等[8-9]在重庆某区间隧道内开展了单洞单线与单洞双线结合部位的全尺寸火灾实验，获取了烟气温度、浓度和扩散时间等参数的变化特征。
对于竖井排烟相关的研究，王维[10]研究了无纵向风自然排烟系统条件下地下隧道火灾的烟气扩散规律。Tong等[11]在具有竖井自然通风条件的公路隧道中进行了全尺寸燃烧实验，发现大量的热烟气通过竖井排放, 顶棚下方烟气的最高温度不超过100 ℃。Fan等[12]通过正庚烷池火灾燃烧实验，研究了在自然通风条件下公路隧道火灾中竖井卷吸空气的方式，定量分析了烟气吸穿对排烟效率的影响，提出了烟气吸穿临界竖井高度的判定标准。Ji等[13]研究了竖井高度对发生火灾的城市道路隧道自然通风的影响，发现存在1个临界竖井高度，该高度下可在很大程度上减小边界层分离，避免吸穿现象导致过多的空气被卷吸。Xu等[14-15]通过数值模拟开展了挡烟板对机械排烟口附近卷吸现象影响的研究，发现挡烟板布置方式、火源功率(heat release rate, HRR)和排烟速率对竖井的排烟效率有影响。合理的挡烟板尺寸能有效减少空气卷吸现象，达到最高的排烟效率。陶浩文等[16]利用数值模拟开展隧道内挡风板对竖井自然排烟系统排烟效率的研究，探讨了HRR与挡风板不同布置情况对隧道烟气运输规律和竖井自然排烟系统排烟效率的影响。
从已有研究中可发现，地铁隧道本身不带有独立的通风隧道，通常通过地铁隧道内部风机进行通风排烟。本文通过在某带有独立通风隧道的地铁区间隧道开展全尺寸火灾实验，结合建立的火灾动力学模拟工具(fire dynamics simulator, FDS)数值模拟隧道模型，对同时开启地铁隧道进风、通风和抽风情况下的烟气温度分布和烟气蔓延行为进行研究，计算了与HRR和排风量相关的临界Fr和排烟口排烟效率。研究结果可为此类结构隧道的区间隧道火灾防、排烟措施的优化提供技术参考和数据支撑。
1 全尺寸实验 1.1 实验区域概况实验基于某实际双线圆弧形地铁隧道展开，隧道分为左右2条线路，每条线路在相同位置设有3个大小相同的排烟口，同时在2条隧道中间正上方设有1条通风隧道，通风隧道中间设置隔板，可使通风隧道单独为某一条线路通风排烟。隧道内直径为5.5 m，具体实验区域俯视图及隧道横截面如图 1所示。
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| 图 1 实验区域及隧道横截面(单位：m) |
1.2 实验设计
1) 工况设置。
实验采用甲醇作为燃料，实验中将甲醇注入油盆，单个油盆的尺寸为0.84 m×0.59 m×0.15 m(长×宽×高)，通过改变油盆数量，可模拟不同规模的火灾。由此前研究可知，单个油盆燃烧HRR约为0.25 MW[4-5]。通过改变火源位置和油盆个数，模拟不同火源规模和火源位置的区间隧道火灾。一共进行5组实验，实验工况如表 1所示。实验过程中隧道处于自然通风状态，实验开始后，实验人员远离测点区域，以减少对实验结果产生的影响。
| 工况编号 | 火源位置 | 油盆数量/个 | 单油盆燃料体积/L | 环境湿度/% | 环境温度/℃ | 燃烧时长/s |
| 1 | 1 | 2 | 10.0 | 49 | 13.9 | 1 470 |
| 2 | 1 | 4 | 10.0 | 52 | 14.4 | 1 270 |
| 3 | 2 | 2 | 10.0 | 54 | 14.4 | 1 335 |
| 4 | 2 | 4 | 10.0 | 56 | 14.4 | 1 065 |
| 5 | 2 | 3 | 16.6 | 55 | 15.5 | 1 285 |
2) 测点布置。
图 2为实验区域的实验测量系统布置情况及火源位置设置情况。实验选用2个位置作为火源布置点，火源位置1位于排烟口2正下方，标定坐标为(0.0, 0.0, 0.0)，即以火源位置1为坐标原点建立坐标，便于后文数据分析。火源位置2位于排烟口2和3的中间，坐标为(10.6, 0.0, 0.0)。排烟口尺寸为2.0 m×2.4 m(长×宽)，排烟口1与2之间的距离为19.5 m，排烟口2与3之间的距离为18.2 m。
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| 注：#0-1和#1-6等为横向测温电缆; #2-1等为竖向测温电缆，F1和F2为竖向测温电缆随火源位置移动的2种布置方式；TH1等为测温电缆上测点的编号。 图 2 实验布置(单位：m) |
实验共使用3组14条10测点测温电缆。其中横向布置2组，共12条，即排烟口2两侧各布置1组(6条)，图 2a为测量系统布置俯视图，测温电缆之间距离如图所注；图 2b为测量系统布置侧视图，竖向布置1组，即2条测温电缆，火源左侧第1根测温电缆距离火源中心2.4 m，第2根测温电缆与第1根测温电缆相距4.0 m，竖向布置的2条测温电缆随火源位置改变而移动，与火源距离保持不变。考虑隧道截面尺寸与10测点测温电缆的测点布置，取测温电缆前8个测点记录温度数据，竖向与横向单根测温电缆测点布置图如图 2c和2d所示。图 3为实验现场图。
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| 图 3 实验现场图 |
1.3 全尺寸实验结果与分析 1.3.1 横向水平断面温度
实验共进行了5组，包含2种火源位置和3种火源规模。图 4展示了不同纵向位置横向水平中心线温度，即提取了横向布置的12根测温电缆测点TH6的温度数据。可知：1) 对于横向水平中心线温度，不同的火源位置对于温度上升区域的范围基本无影响，温度上升区横向长度范围为15~20 m。这是由于火源位置主要影响的是排烟口附近的温度，从排烟口排出的烟气会影响顶棚热烟气层的分布，而横向水平方向的温度不受烟气影响，因此从排烟口排出的烟气对横向水平中心线的温度升高区域范围基本无影响。2) 油盆个数，即火源规模，直接影响温度的高低，由图 4可知，HRR越大，温度越高。工况1和2距火源近的2个测点，与火源位置的横向水平距离分别为2.4和2.5 m，最高温度可达23.9和25.6 ℃；工况4和5距火源近的2个测点，与火源位置的横向水平距离都为2.2 m，最高温度可达34.2和33.2 ℃，主要原因是离火源近的测点，受到的热辐射强，温度更高。
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| 图 4 不同纵向位置横向水平中心线温度 |
1.3.2 竖向垂直断面温度
图 5展示了不同纵向位置的竖向垂直温度，#2-1和#2-2分别距火源中心2.4和6.4 m。观察竖向垂直温度分布，可发现：1) 测点与火源之间的距离对隧道不同高度处的温度影响较大。距离火源较近时，隧道下方易受火源热辐射影响，故温度较高，如图 5a和5b所示，隧道高度小于3 m时，#2-1温度升高而#2-2温度几乎不变；而距离火源较远时，隧道顶棚最高温度易受影响，而下方烟气温度基本无变化，如图 5c—5e所示，#2-1最高点温度明显大于#2-2最高点温度，而在3.5~5 m范围内的烟气温度接近。2) 排烟口位置对顶棚烟气温度影响较大，当火源位于排烟口正下方时，工况1和2近火源顶棚温度分别为24.5和25.6 ℃，相较于工况1，工况2温度上升1.1 ℃；而当火源位于2个排烟口中间时，工况3、4和5近火源顶棚温度分别为56.3、85.6和84.1 ℃，相较于工况3，工况4和5温度分别上升29.3和27.8 ℃。由此可知，排烟口的位置在对由增大HRR导致的顶棚温度升高有更大的消减作用。3) 排烟口对排烟具有显著影响，当火源位于排烟口正下方时，烟气层厚度为0.5~1.0 m，而当火源位于2个排烟口中间时，烟气层厚度为2.0~2.5 m，说明排烟口的排烟效果显著。
|
| 图 5 不同纵向位置竖向垂直温度 |
2 模拟仿真 2.1 隧道模型设计
以实际隧道为原型建立物理模型，尺寸长为100.0 m，直径为5.5 m，排烟口尺寸为2.0 m×2.4 m×6.4 m (长×宽×高)，排烟竖井与通风隧道连接通道尺寸为8.8 m×2.0 m×2.4 m (长×宽×高)，通风隧道尺寸为72.0 m×1.8 m×5.4 m (长×宽×高)，所有尺寸均为内部空间尺寸。图 6a—6c为模型隧道的三视图。
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| 图 6 模型隧道 |
模型隧道尺寸按照实际隧道尺寸设计。在隧道纵向中心面设置温度切面，分析隧道纵向烟气蔓延分布规律。同时在隧道顶部下方0.3 m处每间隔0.5 m设置一个热电偶测点、风速测点以及CO浓度测点，测量顶棚下方烟气温度、风速以及CO浓度；并在隧道排烟口正下方、相邻排烟口中间、首尾排烟口的上游和下游10 m，以及竖井内左、中、右3个位置的不同高度处设置相同的3种测点，全面测量排烟口烟气温度、风速以及CO浓度。测点布置图如图 6d所示。
2.2 工况设计依据实际情况，模拟时先设置了5组与全尺寸实验相同的工况，对比实验数据的准确性，加大HRR，设置了5.00、10.00和20.00 MW 3种情况，并进一步分析。改变火源位置，将火源位置3设置于距排烟口1中心上游15 m处，火源尺寸为2.0 m×1.0 m (长×宽)，保持火源面积为2.0 m2不变。网格尺寸设置为0.2 m×0.2 m×0.2 m，总的模型网格数约为63万个。同时，在火源上游设置送风面，设置无风、进风量分别为48 m3/s和60 m3/s的3种情况；通风隧道尾部设置抽风面，设置通风隧道排风量为0~120 m3/s。总的模拟工况如表 2所示。
| 工况编号 | 火源位置 | 网格尺寸/(m×m×m) | HRR/MW | 地铁隧道进风量/(m3·s-1) | 通风隧道排风量/(m3·s-1) |
| 1—2 | 1 | 0.2×0.2×0.2 | 0.50、1.00 | 0 | 0 |
| 3—5 | 2 | 0.2×0.2×0.2 | 0.50、1.00、1.25 | 0 | 0 |
| 6—13 | 3 | 0.2×0.2×0.2 | 5.00 | 48 | 0、15、30、45、60、75、90、120 |
| 14—21 | 3 | 0.2×0.2×0.2 | 10.00 | 60 | 0、15、30、45、60、75、90、120 |
| 22—29 | 3 | 0.2×0.2×0.2 | 20.00 | 60 | 0、15、30、45、60、75、90、120 |
2.3 模拟仿真结果分析 2.3.1 纵断面温度研究与Fr计算
图 7为不同纵向位置垂直温度全尺寸实验与FDS模拟的结果对比。由图可知，在相同的条件下，FDS模拟数据与实验数据具有相同的分布规律及发展趋势，且FDS模拟数据与实验数据误差范围均在±10%以内，数据可信度高。因此，在建立的隧道模型基础上展开更大规模HRR数值模拟计算，并添加地铁隧道进风量以及通风隧道排风量，进一步进行地铁隧道温度及烟气流动特性研究。
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| 图 7 不同纵向位置垂直温度全尺寸实验与FDS模拟对比 |
图 8为隧道纵向温度切片图，以FDS网格模型最左侧中心位置为原点建立坐标系。由图可知：1) 在施加了60 m3/s进风量之后，火源产生的高温烟气能有效地被控制在火源上方或上游附近。2) 设置进风量虽然可抑制烟气逆流，但同时会造成下游烟气失稳，排烟口无法完全排出高温烟气，进一步设置通风隧道排风量可排出下游高温烟气，且随着排风量的增大，高温烟气能够完全排出。3) 存在一个临界排风量，能够完全排出火灾产生的所有热烟气，临界值与HRR有关。
|
| 注：地铁隧道进风量u0=60 m3/s；u1为通风隧道排风量；距离单位为m。 图 8 隧道纵向温度切片图(HRR=10.00 MW) |
提取排烟口内部温度数据，如图 9所示。随着排风量的增大，排烟口1的温度变化较小，均为烟气温度，且烟气温度与HRR相关，说明靠近火源的排烟口1起到主要的排烟排热作用。通过排烟口2和3的温度变化可判断烟气是否发生吸穿现象，当排烟口2和3温度出现大幅下降的现象，表明此时由排烟口排出的气体除了高温烟气，也有隧道下方的冷空气，开始发生吸穿现象。另外，当排烟口3排出的气体温度接近环境温度时，表明此时烟气已完全由排烟口1和2排出，由排烟口3排出的完全为隧道下游的冷空气，此时的排风量为该HRR下的临界排风量。根据图 9中随着排风量的增大不同排烟口的温升变化情况，发现5.00、10.00和20.00 MW的临界排风量依次增大，分别为45、60、75 m3/s。观察图 8，也可得出10.00 MW的临界排风量为60 m3/s的结论。
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| 图 9 随着排风量的增大不同排烟口的温升变化 |
火灾引起的热浮力对维持烟气分层的稳定性有积极影响，而强制通风引起的惯性力往往会加强烟气层间的混合，破坏烟气层的稳定性。Fr通常可用来表征烟气层的惯性力与浮力的比值。对于烟气吸穿现象的研究，Hinkley[17]采用无量纲Fr来判断排烟系统是否发生“吸穿”现象。无量纲Fr定义为
| $ F r=\frac{V_{\mathrm{p}} S_{\mathrm{p}}}{\left(g \Delta T / T_0\right)^{\frac{1}{2}} d^{\frac{5}{2}}}. $ | (1) |
其中：Vp为排烟口风速，m/s；Sp为排烟口面积，m2；g为重力加速度，m/s2；ΔT为烟气温升，K；T0为环境温度，K；d为烟气层厚度，m。
图 10表示不同HRR对应的Fr与排风量之间的关系。由图可知，Fr随着排风量的增大而增大，临界Fr约为2.7。由文[18]可知，临界Fr约为1.5。在本文研究中，使用的是通风隧道排风量，再换算到各个排烟口的实际风速时会造成部分损失，导致需要更大的排风量才会产生吸穿现象，因此计算得到的临界Fr略微偏大。
|
| 图 10 不同HRR对应的Fr与排风量的关系 |
2.3.2 计算排烟效率
图 11为不同排烟口CO质量流率随排风量的变化规律。由图可知，在排风量较小时，排烟口的CO质量流率较小。随着排风量增大，靠近火源的排烟口1排出的CO质量流率先增大，然后逐渐趋于平缓，主要原因是排烟口的排烟效率基本达到饱和。排烟口2排出的CO质量流率先增大后减小，原因是排烟口2在达到临界排风量之前排出的烟气均为燃烧产生的高温烟气，而达到临界排风量之后，排烟口3完全吸穿，下游冷空气会对排烟口2和3产生影响，使排烟口2排出的CO质量流率降低。对于排烟口3，由于排烟口1和2已经排出了大部分烟气，排烟口3排出的CO质量流率总体是很低的，排风量对其影响较小，但CO质量流率总体还是呈减小的趋势。
|
| 图 11 不同排烟口CO质量流率随排风量变化规律 |
排烟效率是一个能够反映隧道内排烟口烟气排出效果的重要参数。此前对于排烟效率已有相关研究，Fan等[12]对竖井下方的烟气卷吸模型进行研究，认为排烟口排出的高温烟气与燃烧产生的聚集在隧道顶部下方的烟气相比，可被视为已经稀释过的烟气，并指出隧道内燃烧产生的总的烟气中CO质量流率和排烟口排出烟气中携带的CO质量流率可反映排烟口排烟诱导空气卷吸增加的情况。于是，可将排烟口排出烟气中CO的质量流率与燃烧产生的下游总的烟气中的CO质量流率的比值作为排烟口的排烟效率η，可表示为：
| $ \eta=\frac{\dot{m}_{\mathrm{p}}}{\dot{m}_{\mathrm{t}}}, $ | (2) |
| $ \dot{m}_{\mathrm{p}}=\sum\limits_{i=1}^n \dot{m}_i . $ | (3) |
其中：
如图 12所示，在不同排风量及HRR的情况下，排烟效率均先增大后保持稳定，这是由于随着排风量的增大，排出的烟气越多，排烟效率逐渐增大；当排风量达到一定值时，在隧道纵向风的作用下，下游排烟口能够完全排出燃烧产生的所有高温烟气，此时排烟口的排烟效率约为1。
|
| 图 12 不同排风量及HRR情况下的排烟效率 |
为了量化HRR和排风量对排烟效率的影响，首先对HRR和排风量进行无量纲化[19]。由于隧道中不仅存在进风量，通风隧道也存在抽风量，在对风速无量纲化的同时需要考虑抽风量的影响，关系式可表示为：
| $ \dot{Q}^*=\frac{\dot{Q}}{\rho_0 c_{\mathrm{p}} T_0 g^{\frac{1}{2}} H^{\frac{5}{2}}}, $ | (4) |
| $ u^*=\frac{u_1 / S_{\mathrm{v}}+u_0 / S_{\mathrm{m}}}{\sqrt{g H}} . $ | (5) |
其中：
对数据进行分析，得到式(6)。可知排烟效率与无量纲HRR以及无量纲风速的相关性呈分段函数关系。当
| $ \eta= \begin{cases}0.22 u^* \dot{Q}^{*-\frac{1}{2}}+0.45, & u^* \dot{Q}^{*-\frac{1}{2}} \leqslant 2.5 ;\\ 1, & u^* \dot{Q}^{*-\frac{1}{2}}>2.5 .\end{cases} $ | (6) |
|
| 图 13 排烟效率与无量纲HRR以及无量纲风速的相关性 |
对于上述排烟效率与无量纲HRR以及无量纲风速的经验公式，数据均基于文中进行的数值模拟实验工况，存在一定的局限性。本文研究内容均基于实际隧道结构，故而对照实际隧道设置了3个排烟口，并设置了3组不同大小的HRR。实验研究设置的最大HRR为20.00 MW，对于更大的HRR，会导致隧道结构被破坏，也会影响隧道排烟效率。因此，对于更大的HRR以及更多的排烟口个数，是值得今后进一步研究的方向。
3 结论本文对带有独立通风隧道的某地铁区间隧道进行了全尺寸实验及数值模拟研究，对全尺寸实验得到的横向水平断面温度和纵向竖直断面温度以及数值模拟研究得到的纵断面温度和速度流场，展开分析与讨论，具体结论如下：
1) 在全尺寸实验中，对于横向水平中心线温度，不同的火源位置对于温度升高区域范围基本无影响。排烟口位置对顶棚温度影响较大，排烟口对由增大HRR导致的顶棚温度升高有更大的消减作用。当火源位于排烟口正下方时，烟气层厚度为0.5~1.0 m；而当其位于2个排烟口中间时，烟气层厚度为2.0~2.5 m，排烟口的排烟效果显著。
2) FDS模拟数据与实验数据具有相同的分布规律及发展趋势，数据误差范围在±10%以内，数据可信度高。隧道内设置进风可抑制烟气逆流，但同时会造成下游烟气失稳，排烟口无法完全排出高温烟气。存在一个临界排风量，能够完全排出火灾产生的所有烟气，临界值与HRR大小相关。靠近火源的排烟口1起主要的排烟、排热作用，通过排烟口2和3的温度变化可判断烟气是否发生吸穿现象。达到临界排风量时，排烟口1处的温度为高温烟气温度；排烟口3完全吸穿时，其中的气体温度为空气温度。计算出的临界Fr约为2.7，略高于此前研究。
3) 通过排烟口排出烟气中CO的质量流率与燃烧产生的下游总的烟气CO质量流率比值计算排烟口的排烟效率。发现在不同排风量及HRR的情况下，排烟效率先增大后保持不变；当排风量达到一定值时，下游排烟口能够完全排出燃烧产生的所有高温烟气，此时排烟口排烟效率约为1。基于进行的数值模拟实验工况，得到排烟效率与无量纲HRR以及无量纲风速的经验公式，关系式为分段函数。
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