长大隧道排风口火灾烟气衰减速率分析

徐琳，常健，王震

（1.山东建筑大学 热能工程学院，山东 济南250101；2.山东建筑大学 可再生能源建筑利用技术省部共建教育部重点实验室，山东济南250101；3.山东建筑大学 山东省可再生能源建筑应用技术重点实验室，山东 济南250101；4.潍坊市建筑设计研究院有限责任公司，山东潍坊261000）

0 引言

公路隧道内部空间狭长封闭，发生火灾时，往往由于缺乏足够的空气而造成不完全燃烧，产生的烟气浓度大、温度高，不利于人员逃生和消防救灾。为了合理控制烟气的扩散，尽快将烟气排出，集中排烟模式广泛应用于公路隧道通风设计，如图1（a）所示，在射流风机和排烟风机的综合作用下，维持烟气高度方向上合理的温度分层，并将烟气迅速排出行车空间，为人员逃生创造条件。徐琳曾采用实验、数值模拟结合的方法，分析了烟气温度纵向分布、烟气沉降影响因素及纵向风速的衰减规律［1－4］。针对纵向通风隧道，李颖臻等搭建模型试验台，实测顶板下方烟气最大温升，分析烟气温度纵向衰减规律［5－6］。胡隆华利用FDS模拟分析CO浓度的纵向分布规律［7］。吴小华通过数值模拟，研究不同风阀开启条件下集中排烟隧道烟气蔓延规律［8］。已有研究成果多针对纵向通风隧道，该研究成果是否仍适用于集中排烟隧道值得讨论，且火源位置对烟气温度、浓度衰减的影响在前人研究中也甚少涉及。文章结合某长大隧道集中排烟系统设计，针对50 MW火灾，考虑两种不同火源位置，借助CFD模拟，研究不同纵向风速、排烟组合工况，排风口位置烟气温度、浓度水平、垂直衰减及相应速率关系，为隧道排烟设计提供参考。

1 研究工况分析

1.1 隧道概况

如图1（a）所示，拱形隧道分成上部排烟道、下部行车通道两层空间，一旦发生火灾，就近开启火源周围的大尺度排风口，将烟气迅速排出行车空间，取其中300 m长水平通风段为研究对象，3个风口（1＃、2＃、3＃）沿隧道纵向非对称布置在火源两侧，位置及尺寸，如图1所示。

1.2 火源参数

模拟考虑50 MW火灾（相当于油罐车火灾），火源尺寸 4 m×6 m，距计算区域进口 150 m［9－10］。以甲烷为燃料，甲烷／空气质量比为1／7.76。考虑隧道横断面上火源居中（火源A）、靠壁位置（火源B）两种情况。

图1 某长大公路隧道通风系统图／m

1.3 送风及排烟工况确定

在射流风机送风、烟道排烟耦合作用下，火源下游侧峒口将自然补风。为了便于分析，定义其为诱导风速v2。考虑到火源上下游非对称烟气控制策略，射流风机上游送风速度v1大于诱导风速v2。v1取 0.5、1、1.5、2和 2.5 m／s，v2取 0.5、0.75、1、1.25和1.5 m／s等风速组合共38种模拟工况。

2 控制方程的建立及边界条件的确定

2.1 控制方程的建立

模拟计算考虑甲烷两步燃烧反应由式（1）表示为

模拟过程还涉及紊流、传热影响，本文采用浮力修正κ－ε模型，在κ方程中引入浮力源项Gb反应浮力造成的湍流削弱效应，同时在ε方程中增大ε产生项，进一步突出浮力作用［11－12］。鉴于计算对象尺度范围较大，辐射模型采用相对简单的DTRM模型，通过跟踪射线数目和调整网格疏密程度提高计算精度。控制方程组由式（2）表示，模型基本参数见表 1［13－14］。

式中：φ为待求通用物理量；V为速度矢量；Гφ、Sφ为对应变量的输运系数及源项，数学表述见表1。

表1 控制方程组通用变量

表1中，Gk、Gb分别为剪切应力产生项、浮力产生项，控制方程中常数取值见表2。此外，数值求解过程中还需附加状态方程。

表2 控制方程组中常数取值

2.2 边界条件的确定

模拟考虑外界环境温度To＝303 K，壁面采用Launder和Spalding推荐标准壁面函数，不计与外界换热［15］。隧道入口考虑速度边界，烟道出口考虑流量边界，火源考虑质量入口边界。

2.3 计算模型网格划分

计算区域采用非均匀网格划分，近火源温度梯度变化大的区域布置密集网格，远离火源温度梯度变化小的区域布置稀疏网格，首次网格划分后依次增加x、y、z轴网格数目50%，在保证火源位置、上游送风、排烟量相同的情况下，观察顶板下方最高温度、浓度变化。当两者相差很小时，网格划分结束，网格数目为1138254个。

3 顶板下方最高烟气温升与浓度

如图2、3所示，顶板下方烟气最高温升及浓度发展规律类似。同一火源位置，v2不变，随v1增大，来流对火源热烟羽挤压不断增强，两者掺混剧烈，加速烟气垂直沉降，造成顶板下方烟气温升、浓度下降。v1不变，随v2增大，热烟羽横向偏移减弱，更好地维持烟气自然沉降，表现为烟气温升、浓度增大。两者相比，v1的影响更为显著。此外，由于壁面遮挡，热量难以扩散，造成火源B其烟气温升、浓度数值均高于火源A，且随v1增大，两者之差呈减小趋势。

图2 不同火源位置顶板下方最高烟气温升图

图3 不同火源位置顶板下方最高烟气浓度图

引入无量纲参数，回归得到无量纲温升、浓度随风速准则关联式（3）为（见表3）

式中：T0为环境温度，K；C0为CO2浓度，取300 ppm。vi为风速，m／s，i＝1、2，分别为送风速度、诱导风速；H为隧道高度，m；g为重力加速度，m／s2。

表3 不同火源位置随无量纲准则关系式

表3 不同火源位置随无量纲准则关系式

火源位置 计算式 R2风速范围A ΔT*max＝4.68－11.42v*1 ＋4.2v*2 ＋10.82v*21 －5.7v*1 v*2 ＋4.29v*2 0.99 0.06＜v*1 ＜0.31，0.06＜v*2 ＜0.19 ΔC*max＝537.5－1789v*1 ＋509v*2 ＋2313v*21 －1416v*1 v*2 ＋1189v*2 0.98 0.06＜v*1 ＜0.31，0.06＜v*2 ＜0.19 B ΔT*max ＝5.06－10.81v*1 －0.51v*2 ＋5.67v*21 ＋3.03v*1 v*2 ＋14.78v*2 1 0.06＜v*1 ＜0.31，0.006＜v*2 ＜0.19 ΔC*max＝552－1560v*1 ＋208.5v*2 ＋1733v*21 －1875v*1 v*2 ＋2826v*2 0.98 0.06＜v*1 ＜0.31，0.06＜v*2 ＜0.19

4 风口位置烟气温升、浓度衰减幅度

4.1 烟气水平衰减系数

定义风口烟气温升、浓度水平衰减系数，由式（4）表示为

式中：ΔTvent，u为进风口位置顶板下方最高烟气温度，K；Cvent，u为进风口位置顶板下方最高浓度，ppm，i＝1、2、3。

如图4、5所示，各风口温升、浓度水平衰减规律类似。对于火源A，v2不变，随v1增大，1＃风口烟气温升、浓度水平衰减加快。当v1＝2.5 m／s时，1＃风口烟气状态与上游送风状态一致。相比较而言，v2对1＃风口影响忽略不计。而对于火源B，情况则不同，随v2增大，1＃风口衰减系数呈增大趋势，且其数值远大于相似工况火源A，这与壁面遮挡是密切相关的。

2＃风口情况与1＃风口情况有较大差别。如图4、5所示，v1对烟气水平衰减影响已趋缓，v2影响则较明显。衰减系数随v2增大呈减小趋势。此外，火源B其衰减系数远大于火源A数值。

与2＃风口相比，3＃风口由于临近下游峒口，衰减系数受v2影响明显加强。但火源B衰减系数仍高于火源A数值。

4.2 烟气垂直衰减系数

定义风口烟气温度、浓度垂直衰减系数由式（5）计算为

式中：ΔTventi，l为进风口位置地面上方0.3 m最高烟气温度，K；、Cventi，l为进风口位置地面上方 0.3 m最高浓度，ppm。

图4 不同火源位置风口处烟气温升水平衰减系数图

图5 不同火源位置风口处烟气浓度水平衰减系数图

图6 不同火源位置风口处烟气温升垂直衰减系数图

图7 不同火源位置风口处烟气浓度垂直衰减系数图

1＃风口位于火源上游区域，烟气温度、浓度垂直衰减受v1影响较大，v2影响较小，如图6、7所示。随着v1增大，衰减系数迅速增大至1，说明地面基本为来流送风控制。而火源A，其温度衰减系数高点接近 0.9，随着 v1增大至 2.5 m／s，衰减系数进一步下降，表明烟气扩散至地面附近。与之相较，v1对2＃、3＃风口的影响逐渐减弱，而v2对2＃、3＃风口的影响则不断增强，如图6、7所示，其衰减系数随v2增大呈增大趋势。且火源B衰减系数总体高于火源A数值，3＃风口两者差值随v2增大呈减小趋势。

5 风口位置烟气温度与浓度衰减关系

如图8所示，3个风口处烟气温升水平衰减系数均大于烟气浓度衰减数值。烟气温升垂直衰减系数小于烟气浓度衰减数值，如图9所示。而火源位置对两者相对关系基本无影响。

图9 风口处温升、浓度垂直衰减系数相对关系图

6 结论

结合某集中排烟隧道设计，考虑50 MW大尺度火灾（居中、近壁两种火源位置）。针对不同上游送风速度v1，诱导风速v2组合工况，借助FLUENT软件，研究排风口位置烟气温度、浓度水平衰减、垂直衰减规律，其结果表明：

（1）近壁火源顶板下方烟气最高温度、浓度均高于居中火源数值，两者之差随v1增大呈减小趋势；

（2）风口位置烟气温度、浓度衰减规律类似，近壁火源数值明显高于居中火源情况；

（3）1＃风口水平衰减系数随v1增大而减小，垂直衰减系数呈相反规律，两者受v2影响均较小；

（4）v1对2＃、3＃风口影响逐渐减弱，而 v2影响不断增强。随v2增大，水平衰减系数呈下降趋势，垂直衰减系数呈上升趋势；

（5）3个风口温升水平衰减系数大于浓度数值，温升垂直衰减系数小于浓度数值，与火源位置无关。

［1］徐琳，张旭，朱春.耦合风扰作用下火源热烟羽受限扩散规律实验研究［J］.应用基础与工程科学学报，2010，18（4）：589－598.

［2］徐琳，张旭.风口非对称布置排烟隧道耦合烟控参数CFD寻优［J］.土木建筑与环境工程，2009，31（3）：119－123.

［3］徐琳，张旭.坡度隧道的火灾烟囱效应的升压力分析［J］.地下空间与工程学报，2009，5（4）：686－690.

［4］王震，张林华，徐琳，等.集中排烟隧道烟气逆流距离两区域模型研究［J］.山东建筑大学学报，2014，1（29）：54－58.

［5］Ingason H.，Li Y.Z..Model scale tunnel fire testwith longitudinal ventilation［J］.Fire Safety Journal，2010，45（6）：145－149.

［6］Li Y.Z.，Lei B.，Ingason H..The maximum temperature of buoyancy-driven smoke flow beneath the ceiling in tunnel fires［J］.Fire Safety Journal.2011，46：204－210.

［7］Hu L.H.，Yang D..Longitudinal distributions of CO concentration and differencewith temperature field in a tunnel fire smoke flow［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2010，53：2844－2855.

［8］吴小华，李耀庄，易亮，等.隧道集中排烟模式下火灾数值模拟研究［J］.安全与环境学报，2010，10（6）：145－149.

［9］Lacroix D.The new PIARC report on fire and smoke control in road tunnels［C］.3rd International Conference on safety in Road and Rail Tunnels.France，1998：185－197.

［10］姜文源.建筑灭火设计手册［M］.北京：中国建筑工业出版社，1997.

［11］Jones W.P.，Linsateddt R.P..Global reaction schemes for hydrocarbon combustion［J］.Combustion and Flame，1998，73：233.

［12］徐琳，张旭.水平隧道火灾通风纵向控制风速的合理确定［J］.中国公路学报.2007，2（20）：92－96.

［13］Wu Y.，Baker M.Z.Control of smoke flow in tunnel fires using longitudinal ventilation systems-a study of the critical velocity［J］.Fire Safety Journal，2000，35（4）：363－390.

［14］Huang C.C.，Edwards J.C..The critical ventilation velocity in tunnel fires-a computer simulation［J］.Fire Safety Journal，2005，40（3）：213－244.

［15］陶文铨.计算流体力学［M］.北京：中国建筑工业出版社，1991.