类矩形盾构隧道火灾通风控烟关键参数研究*

黄文昕 路世昌 姜学鹏 苗妤 肖倪琪

(1.宁波市轨道交通集团有限公司 浙江宁波 315101； 2.应急管理部天津消防研究所 天津 300381； 3.武汉科技大学 武汉 430081)

0 引言

类矩形隧道较常规盾构隧道节约了35%的地下空间，故在地铁隧道建设中陆续得到应用[1]。为保障隧道结构的稳定性和减少双线列车运行间的干扰，会在隧道中间设立中隔墙。但由于类矩形隧道特殊空间构造，导致中隔墙上的联络通道孔洞处无法设置实体防火门，即中隔墙上只能存在无防火门的孔洞。显然，在通风控烟过程中会有气流经孔洞处进入非事故隧道，最终作用于火源处有效风量可能无法有效地控制烟气逆流。因此，确定无防火门的联络通道对通风控烟影响，以及通风方案的有效性就显得尤为重要。

针对地铁隧道控烟问题，ZHU K等[2]从试验和数值模拟两个方面研究分析了地铁区间堵塞时纵向通风排烟的烟气运动；BLANCHARD E等[3]通过1∶3的压缩尺寸隧道模型试验，分析了纵向风速对热释放速率、烟气流动和能量守恒的影响，研究结果表明：纵向风速的加大有利于下游烟气层的融合，从而减少表面的热损失；WU Y等[4]通过小尺寸火灾试验和数值模拟两个方面研究了矩形隧道纵向风流对烟气逆流影响，并得出隧道临界风速计算公式。可见，地铁隧道的通风控烟问题引起了国内外一些学者的关注，但目前对于联络通道无防火门情况下的通风控烟研究，尚未有学者进行深入分析。

依托宁波市轨道交通4号线工程，通过分析事故隧道纵向能见度分布、温度分布等参数变化，得到不同断面流速下火灾烟气控制效果，来研究不同疏散孔洞设置方式对通风控烟的影响，以期确定可有效控制烟气蔓延与满足人员安全疏散烟气控制方案。

1 火灾计算模型的建立

1.1 火灾计算模型

(1)建模参数。宁波4号线工程类矩形盾构隧道典型区间段长762 m，净宽为10.25 m，净高为6 m，隧道断面示意图如图1所示。联络通道口处疏散孔洞有一口单洞、一口双洞两种设置形式。

采用FDS 6.7.1[5]建立类矩形地铁隧道模型，模拟列车车头火灾，火源设置在列车模型的第二节车厢的第二个车厢门处，火源尺寸为长5 m×宽2 m。隧道墙壁材料设置为“CONCRETE”，列车材料设置为“STEEL”。隧道内环境温度设置为20 ℃，气压设置为标准大气压101.325 kPa。区间隧道示意图如图2所示。

图1 隧道断面示意图

图2 区间隧道示意图

(2)网格敏感性分析。NIST实验验证，当网格尺寸d≤0.1D*时[5]，FDS模拟结果与实验结果非常吻合。由式(1)得到Q=10 MW时，网格尺寸小于0.24 m较合适，考虑到火源附近相关热力学参数变化较大，火源附近(±20 m范围)网格尺寸越小，模拟结果越精确，取δx=0.05 m，0.1 m，0.15 m，0.2 m这4种网格尺寸进行敏感性分析，距火源200 m隧道拱顶处温度分布计算结果如图3所示，结果表明：近火源区域网格尺寸为0.1 m时，其计算结果与0.05 m几乎一致，考虑计算精度及耗时，将近火源区域网格尺寸设为0.1 m，火源远端网格尺寸设为0.2 m。

D*为火灾特征直径，计算公式[5]如下：

(1)

式中，D*为火灾特征直径，m；Q为火源功率，kW；ρ∞为环境空气密度，取为1.204 kg/m3；Cp为环境空气比热，取为1.005 kJ/(kg·K)；T∞为环境空气温度，取为293 K；g为重力加速度，取为9.81 m/s2。

图3 不同网格尺寸下距火源200 m处的顶板温度分布

1.2 隧道通风控烟方案

当列车车头(第二节车厢)发生火灾并停靠在区间隧道内时，事故隧道启动纵向通风控烟系统向行车方向送风(车尾方向射流风机启动送风，车头方向射流风机启动抽风)；非事故区间隧道自然通风。隧道烟气控制策略如图4所示。

图4 隧道烟气控制策略示意图

1.3 模拟工况设计

由《地铁设计防火标准》(GB 51298—2018)第8.2.4条规定：“国内地铁列车的设计火灾规模通常取用7.5 MW～10.5 MW”，确定列车火灾热释放速率为10 MW(快速增长火：火灾增长速率0.046 89 kW/s2)。

依据Wu & Bakar临界风速公式[3]，计算得到火源功率Q=10 MW时临界风速为Vt=2.48 m/s，由此共设计16组工况，详见下表1。

(2)

2 模型计算结果与分析

2.1 有效通风控烟风速判定条件

将疏散平台上方2 m设定为特征高度，将事故隧道火源上游区域特征高度处温度不超过60 ℃、能见度不低于10 m、CO体积分数不高于500×10-6作为有效通风控烟风速的判定条件，分析不同通风控烟风速下烟气控制效果。若事故隧道火源上游区域特征高度处温度、能见度、CO体积分数同时满足判定条件，说明通风控烟方案能够有效控制烟气蔓延并保证人员疏散过程安全。

2.2 火源位置的影响分析

当联络通道设置类型为一口单洞时，不同火源位置下的温度、能见度和CO分布情况如图5和图6所示。

(a)温度

(b)能见度

(c)CO体积分数浓度

由图5与图6可知，事故隧道断面风速为2.1～2.4 m/s时，火源位于联络通道上游的温度、能见度和CO体积分数都要小于火源位于联络通道的情况，温度差、能见度差和CO体积分数差基本在10 %以内。温度差随着事故隧道断面风速的增大而增加，能见度差和CO体积分数差随着事故隧道断面风速的增大而减小。

(a)温度

(b)能见度

(c)CO体积分数浓度

当火源越靠近联络通道处时，联络通道处的火风压越大，进而促使事故隧道的纵向通风通过无防火门的联络通道分流至非事故隧道。导致用于烟气控制的纵向通风风速低于事故隧道端口送出的风流速度。因此火源位于联络通道处需要的控烟风速需大于火源位于联络通道口至上游出口间的控烟风速。

2.3 疏散孔洞数量影响分析

当火源位于联络通道处时，图7和图8分别为不同联络通道设置类型下的温度、能见度和CO分布情况。

(a)温度

(b)能见度

(c)CO体积分数

由图7与图8可知，事故隧道断面风速为2.1～2.4 m/s时，联络通道为一口单洞的温度、能见度和CO体积分数都要小于联络通道为一口双洞的情况，温度差、能见度差和CO体积分数差基本在9.2 %以内。温度差、能见度差和CO体积分数差随着事故隧道断面风速的增大而增加。

类矩形隧道内的联络通道采用一口双洞时，开口面积比一口单洞多了100%，当火灾发生以后，事故隧道开启风机进行送风，较大的开口面积意味着更多的事故隧道通风通过联络通道分流至非事故隧道，导致用于烟气控制的纵向通风风速低于事故隧道端口送出的风流速度。因此一口双洞式联络通道需要的控烟风速需大于一口单洞式联络通道的控烟风速，火源处的疏散指标也高于一口单洞式联络通道的疏散指标。

(a)温度

(b)能见度

(c)CO体积分数

2.4 有效控烟风速确定

通过对不同火源位置和不同联络通道设置方式进行数值模拟分析，根据烟气向上游蔓延情况以及不同事故隧道断面风速下烟气控制效果，确定了当火灾发生时，能达到烟气控制效果的所需事故隧道断面风速。风速如下表2所示。

表2 事故隧道断面风速

当事故隧道断面流速为2.40 m/s时，900 s时事故隧道纵向流速分布如图9所示。由图9可知，900 s时火源前方和后方的气流速度基本达到稳定状态，隧道内风速不低于2.1 m/s，列车段风速多为3.5～5.0 m/s。

《地铁设计规范》(GB 50157—2013)28.3.12要求“单洞区间隧道断面的排烟流速不小于2 m/s且高于该火灾场景下的临界风速，但排烟流速不得大于11 m/s”，且依据Wu & Bakar公式[3]，计算得到的临界风速为2.48 m/s。综合上述分析，在不同火灾工况下，当事故隧道断面送风风速为2.40 m/s时，可有效控制火灾烟气蔓延，并与规范要求一致。

图9 900 s时刻事故隧道纵向流速分布

3 结论

(1)当联络通道的开口面积不变时，随着火源与联络通道距离的增加，事故隧道所需的控烟风速越小。

(2)当火源与联络通道的距离不变时，随着联络通道开口面积的增大，事故隧道所需的控烟风速越大。

(3)类矩形地铁隧道长度为762 m的情况下，当事故隧道断面送风风速为2.40 m/s，可有效控制烟气蔓延。