董向陽,陳世強(qiáng),,唐文哲,陳方興,樊思雨,朱祝龍,陳 洋

(1.湖南科技大學(xué) 資源環(huán)境與安全工程學(xué)院，湖南 湘潭 411201；2.湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 湘潭 411201；3.中鐵第六勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司 隧道設(shè)計(jì)分公司，天津 300133)

0 引言

地鐵隧道火災(zāi)具有人員疏散困難、排煙困難等特點(diǎn)。由于土建成本等原因，隧道空間狹小，在濃煙狀態(tài)下容易發(fā)生擁擠踩踏事故。地鐵出入口相對(duì)較少，空氣不流暢，導(dǎo)致火災(zāi)時(shí)所生成的煙氣濃度較大，毒性較強(qiáng)[1-2]?？偨Y(jié)以往的火災(zāi)案例可以看出，隧道的通風(fēng)排煙效果對(duì)火災(zāi)救援尤為關(guān)鍵。

在地鐵隧道中，排煙口是隧道內(nèi)通風(fēng)排煙系統(tǒng)中的關(guān)鍵部分。學(xué)者們圍繞排煙口的排煙效率、煙氣擴(kuò)散等問題，采用理論分析、數(shù)值模擬和模型實(shí)驗(yàn)等手段進(jìn)行研究[3-10]。針對(duì)半橫向式通風(fēng)隧道，許少剛[11]通過搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)研究排煙速率、排煙口尺寸和排煙口寬高比對(duì)火災(zāi)中排煙效果的影響，確定排煙口距頂棚的高度與整體排煙效果之間的關(guān)系；江荷等[12]利用FDS模擬在半橫向通風(fēng)排煙模式下，列車在隧道中部發(fā)生火災(zāi)時(shí)排煙口數(shù)量對(duì)排煙效果和人員疏散的影響；梁園等[13]利用FDS數(shù)值仿真研究隧道內(nèi)側(cè)向排煙口的寬高比與排熱效率之間的關(guān)系，即隨著排煙口寬高比的增大，排煙口內(nèi)煙氣所占比例不斷增大，排熱效率逐漸增加。前人大多是對(duì)排煙口與火災(zāi)煙氣及排煙效率之間的關(guān)系展開研究，較少考慮排煙口開口形式及排煙口處的局部阻力對(duì)通風(fēng)效率的影響。此外，目前我國(guó)現(xiàn)有規(guī)范，如《地鐵設(shè)計(jì)防火標(biāo)準(zhǔn)》(GB 51298—2018)[14]中尚未對(duì)排煙口面積、數(shù)量、長(zhǎng)寬比等參數(shù)明確規(guī)定，且針對(duì)排煙口處的漏風(fēng)現(xiàn)象，只對(duì)其漏風(fēng)量進(jìn)行規(guī)定，尚未有合理的有效措施。

為此，本文基于實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)的相似理論和量綱原理，建立地鐵過海區(qū)間隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)的模型實(shí)驗(yàn)裝置；根據(jù)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)幾何參數(shù)，確定出排煙口變長(zhǎng)邊、變短邊等11種面積工況，數(shù)值計(jì)算排煙口周邊靜壓場(chǎng)及速度場(chǎng)；探討排煙口無量綱面積比與局部阻力系數(shù)之間的因變關(guān)系；最終得到局部阻力系數(shù)最小的排煙口無量綱參數(shù)。研究結(jié)果可為隧道內(nèi)排煙口相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的制定提供參考。

1 物理模型與理論推導(dǎo)

1.1 模型建立

依據(jù)青島地鐵1號(hào)線瓦貴區(qū)間隧道通風(fēng)排煙系統(tǒng)，應(yīng)用雷諾相似準(zhǔn)則和尼古拉茲湍流自模效應(yīng)，確立隧道斷面上的長(zhǎng)度比例尺為10∶1(原型∶模型)，搭建模型實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，如圖1所示。

圖1 隧道模型實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Tunnel model experimental system

模型總長(zhǎng)度為20 m，在隧道中部有1個(gè)長(zhǎng)500 mm，寬300 mm的排煙口，排煙口上部是排煙道(分為左側(cè)排煙道和右側(cè)排煙道)，下部是行車道(分為左側(cè)行車道和右側(cè)行車道)，行車道高度為478 mm，排煙道高度為175 mm。此外，行車道左右兩側(cè)設(shè)置有連接風(fēng)道，用于連接軸流式通風(fēng)機(jī)。

1.2 理論推導(dǎo)

如圖1(a)所示，在雙壓式風(fēng)機(jī)組合條件下，由壓入式通風(fēng)機(jī)提供的氣流從兩側(cè)進(jìn)入行車道，在行車道右側(cè)產(chǎn)生總能量E1，如式(1)所示：

(1)

同理，行車道左側(cè)及排煙道左、右側(cè)產(chǎn)生的能量可分別表示為E2，E3，E4，如式(2)～(4)所示：

(2)

(3)

(4)

為進(jìn)一步體現(xiàn)排煙口不同面積工況下的局部阻力變化，在計(jì)算時(shí)忽略沿程摩擦風(fēng)阻對(duì)風(fēng)流的影響。由于排煙口處的流場(chǎng)變化幅度大，需要考慮修正系數(shù)α，其計(jì)算公式如式(5)所示：

(5)

式中：u為斷面微元面積上風(fēng)速，m/s；v為排煙口斷面平均風(fēng)速，m/s；A為斷面面積，m2。

由于模型的傳感器數(shù)量有限，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛿?shù)據(jù)無法精確計(jì)算面積加權(quán)平均風(fēng)速，并且實(shí)際中PIV儀器的光透過玻璃板對(duì)實(shí)驗(yàn)造成背景干擾，影響測(cè)量數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。因此，運(yùn)用數(shù)值模擬對(duì)修正系數(shù)α進(jìn)行計(jì)算。

針對(duì)圖1(a)所示的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，建立三維模型，如圖1(b)所示。圖1(b)中“入口1”和“入口2”邊界模擬時(shí)參數(shù)均為“Inlet Velocity”，其數(shù)值取自圖1(a)中實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。

將各斷面計(jì)算的α取值代入式(1)～(4)中，利用行車道與排煙道兩側(cè)能量差可以得出排煙口處局部阻力損失hm(單位：Pa)，如式(6)所示：

E1+E2-E3-E4=hm

(6)

根據(jù)風(fēng)流流經(jīng)排煙口斷面處風(fēng)速的不同，可由局部阻力損失hm確定排煙口處的局部阻力系數(shù)ξ，如式(7)所示：

(7)

式中：ρ為空氣密度，20 ℃時(shí)取1.205 kg/m3。

1.3 初始條件的設(shè)置

網(wǎng)格大小及網(wǎng)格密度對(duì)模擬結(jié)果有著重要影響。本文以“出口1”的速度作為網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證的依據(jù)，在模擬過程中不斷細(xì)分網(wǎng)格。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為649 515時(shí)，“出口1”的速度為2.51 m/s；隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，“出口1”的速度也增加，并在網(wǎng)格數(shù)增加到1 163 309時(shí)趨于穩(wěn)定，此時(shí)風(fēng)速為3.22 m/s；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為1 536 512時(shí)，出口風(fēng)速的變化與前一網(wǎng)格數(shù)相差較小，因此最終確定計(jì)算用網(wǎng)格數(shù)為1 163 309，網(wǎng)格精度為10-4，且仿真過程及其結(jié)果表明計(jì)算案例計(jì)算均收斂。設(shè)隧道內(nèi)的環(huán)境溫度為20 ℃，壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101.325 kPa，空氣密度為1.205 kg/m3，考慮重力對(duì)流場(chǎng)的影響，設(shè)置向下的重力加速度9.8 m/s2，隧道內(nèi)流體介質(zhì)為空氣，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)光滑壁面；關(guān)于入口風(fēng)速的設(shè)置，陳方興等[15]從理論和實(shí)驗(yàn)兩方面提出雙壓式風(fēng)機(jī)組合的最佳排煙工況，因此本文選擇文獻(xiàn)[15]中第5組實(shí)驗(yàn)工況中測(cè)得的左右側(cè)行車道風(fēng)速，并利用風(fēng)量相等的原則將其換算成入口風(fēng)速，即入口1風(fēng)速為0.47 m/s，入口2風(fēng)速為1.16 m/s，并作為邊界條件1；出口設(shè)置為壓力出口；離散方程選擇Simple算法；計(jì)算模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型且不考慮數(shù)值計(jì)算過程中的傳熱。

1.4 排煙口面積工況的設(shè)置

當(dāng)隧道內(nèi)火災(zāi)發(fā)生時(shí)，排煙口面積與通風(fēng)方式的選擇都會(huì)影響排煙效果。本文選擇雙壓式風(fēng)機(jī)組合作為邊界條件，在此基礎(chǔ)上設(shè)置6種面積工況模擬工程實(shí)際中排煙口由開至閉的動(dòng)態(tài)過程，將排煙口面積以改變長(zhǎng)邊和改變短邊的形式分為2組，選擇模型中長(zhǎng)500 mm，寬300 mm設(shè)為工況1，并將其作為2組工況的參照，共設(shè)定11種工況，具體如表1所示。

表1 排煙口面積工況Table 1 Conditions of smoke vent area

2 排煙口結(jié)構(gòu)對(duì)隧道內(nèi)流場(chǎng)的影響

2.1 變長(zhǎng)邊對(duì)隧道內(nèi)流場(chǎng)的影響

在雙壓式風(fēng)機(jī)組合的條件下，通過研究排煙口下方半高程中心線位置的靜壓及風(fēng)速分布情況來分析不同面積工況下的壓能損失，結(jié)果如圖2～3所示。

圖2 變長(zhǎng)邊排煙口下方靜壓變化Fig.2 Change of static pressure below smoke vent of variable length

圖3 變長(zhǎng)邊排煙口下方風(fēng)速變化Fig.3 Change of wind velocity below smoke vent of variable length

圖2為排煙口變長(zhǎng)邊的6種面積工況條件下，排煙口下方半高程中心線(y=0.25 m，z=0.15 m)的靜壓分布情況。由圖2可知，在同一風(fēng)機(jī)工況條件下，隨著排煙口面積的減小，氣體流經(jīng)排煙口處的受壓面積減小，壓強(qiáng)增大。排煙口左側(cè)(+)靜壓略小于右側(cè)(-)，越靠近排煙口靜壓值越?。混o壓變化幅度與排煙口面積有關(guān)，排煙口面積越小，變化幅度越大。

圖3為6種面積工況下，排煙口下方半高程中心線(y=0.25 m，z=0.15 m)風(fēng)速分布情況。由圖3可知，排煙口面積的改變對(duì)于風(fēng)速的影響主要集中在中心線位置上，隨著排煙口面積的減小，中心線上的風(fēng)速逐漸增大，其原因是通風(fēng)面積的縮小，相同的風(fēng)量流經(jīng)排煙口會(huì)導(dǎo)致風(fēng)速的增加。

在雙壓式風(fēng)機(jī)組合的條件下，圖2～3對(duì)排煙口變長(zhǎng)邊對(duì)隧道內(nèi)靜壓場(chǎng)和風(fēng)速場(chǎng)的影響進(jìn)行量化，還需進(jìn)一步探討排煙口變短邊對(duì)隧道內(nèi)流場(chǎng)的影響。

2.2 變短邊對(duì)隧道內(nèi)流場(chǎng)的影響

以工況1為參照，排煙口變短邊得到工況7～11，對(duì)這6種工況的排煙口下方中心線半高程位置處的靜壓及風(fēng)速分布進(jìn)行分析，結(jié)果如圖4～5所示。

圖4 變短邊排煙口下方靜壓變化Fig.4 Change of static pressure below smoke vent of variable width

圖5 變短邊排煙口下方風(fēng)速變化Fig.5 Change of wind velocity below smoke vent of variable width

圖4為排煙口變短邊時(shí)的6種面積工況條件下，排煙口下方半高程中心線(y=0.25 m，z=0.15 m)的靜壓分布情況。通過與圖2進(jìn)行比較可以看出，在同一風(fēng)機(jī)工況條件下，不論排煙口的面積以何種形式縮減，排煙口下方的靜壓值都會(huì)隨著排煙口面積的縮減而增大，且均在1/6排煙口面積處(工況6和工況11)出現(xiàn)陡增的情況；相較于排煙口變長(zhǎng)邊的形式，排煙口變短邊時(shí)的靜壓值均高于前者。

圖5為6種面積工況條件下，排煙口下方半高程中心線(y=0.25 m，z=0.15 m)的風(fēng)速分布情況。與圖3相類似，左側(cè)排煙口下方風(fēng)速大于右側(cè)風(fēng)速。另外，以排煙口中心點(diǎn)即0 m位置處為例，排煙口面積比為1/6，5/6(工況11，工況7)時(shí)風(fēng)速分別為3.05，2.87 m/s，二者相差較??；對(duì)于排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)，由圖3可知，排煙口的面積比為1/6，5/6(工況6，工況2)時(shí)，中心位置處風(fēng)速差值為1.53。由此可知，變短邊的排煙口面積變化對(duì)排煙口下方風(fēng)速的影響較小，在面積比為5/6時(shí)，變短邊長(zhǎng)寬比為2，變長(zhǎng)邊比為1.39，可見當(dāng)長(zhǎng)寬比值較大時(shí)，改變排煙口面積不利于排煙口下方風(fēng)速流動(dòng)。

通過對(duì)排煙口分別變長(zhǎng)短邊縮減面積的工況1～6和工況1，工況7～11兩組工況進(jìn)行分析比較，可以發(fā)現(xiàn)11種排煙口面積工況，其排煙口左側(cè)風(fēng)速均大于右側(cè)。這是由于排煙口左側(cè)區(qū)域內(nèi)靜壓更小，流體總是向著壓力更小的區(qū)域流動(dòng)。此外，排煙口以不同的形式縮小面積時(shí)，排煙口處的靜壓場(chǎng)、風(fēng)速場(chǎng)呈現(xiàn)出不同的規(guī)律。這是由于排煙道上排煙口處的局部阻力存在差異，亟待比較這兩種情況下排煙口處的局部阻力。

3 排煙口局部阻力分析

通過上文理論推導(dǎo)中的公式得出各斷面總能量，并將其代入式(6)中，得到排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)，各面積工況下的局部阻力大小分別為60.14，85.42，116.17，194.08，362.72，1 442.53 Pa；排煙口變短邊時(shí)，排煙口處的局部阻力大小分別為60.14，81.51，116.6，198.87，441.79，1 554.18 Pa。將2組面積工況下的排煙口局部阻力損失進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，得到特定通風(fēng)機(jī)工況下排煙口面積大小與局部阻力之間存在的特定關(guān)系曲線如圖6所示。當(dāng)排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)，其擬合關(guān)系式如式(8)所示：

hm1=48.8x-1.88

(8)

當(dāng)排煙口變短邊面積時(shí)，其擬合關(guān)系式如式(9)所示：

hm2=57.6x-1.83

(9)

式中：x表示排煙口的面積比，無量綱數(shù)。

上文明確了邊界條件1下排煙口面積與局部阻力關(guān)系，若要得到排煙口面積與其局部阻力的特性關(guān)系曲線族，需要改變邊界條件。因此，選擇文獻(xiàn)[15]雙壓最佳排煙工況中第10組，第15組實(shí)驗(yàn)工況下的風(fēng)速作為邊界條件2～3中入口風(fēng)速。繼而得到第10組排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)各面積工況下的局部阻力大小分別為118.44，187.42，268.17，397.64，700.72，1 761.49 Pa；排煙口變短邊時(shí)，排煙口處的局部阻力大小分別為118.44，199.54，305.49，426.98，795.62，1 821.64 Pa。第15組實(shí)驗(yàn)工況下排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)各面積工況下的局部阻力大小分別為343.78，463.47，574.24，761.68，1 221.65，2 384.84 Pa；變短邊時(shí)各面積工況下的局部阻力大小分別為343.78，472.56，603.34，806.63，1 342.78，2 645.32 Pa。利用式(5)可得排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)各面積工況的排煙口斷面的動(dòng)能修正系數(shù)α分別為2.13，2.46，2.93，2.16，1.46，1.21；排煙口變短邊時(shí)各動(dòng)能修正系數(shù)α分別為2.13，2.75，2.91，2.26，1.35，1.23。同理可得3種邊界條件下特性曲線關(guān)系式，具體如表2所示。

圖6 排煙口面積與局部阻力損失關(guān)系Fig.6 Relationship between smoke vent area and local resistance loss

表2 3種邊界條件的特性曲線對(duì)比Table 2 Comparison on characteristic curves of three boundary conditions

3種邊界條件下特性曲線如圖7所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，在同一風(fēng)機(jī)工況下，排煙口變短邊的局部阻力大于變長(zhǎng)邊，進(jìn)一步研究在引入動(dòng)能修正系數(shù)的基礎(chǔ)上局部阻力系數(shù)與面積比之間的關(guān)系。

圖7 無量綱面積與局部阻力系數(shù)Fig.7 Dimensionless area and local resistance coefficient

由圖7可知，局部阻力系數(shù)與面積比存在曲線相關(guān)性，當(dāng)排煙口面積縮小時(shí)，局部阻力系數(shù)呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)。當(dāng)排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)，存在局部阻力系數(shù)最小區(qū)間，面積比為0.6～0.7，當(dāng)排煙口面積縮小到1/6時(shí)，其局部阻力系數(shù)達(dá)到最大，這與圖6中排煙口處局部阻力損失與面積比的變化一致；當(dāng)排煙口變短邊時(shí)，局部阻力系數(shù)在面積比為0.65～0.77時(shí)，存在阻力系數(shù)最小區(qū)間。排煙口在全開及1/6面積時(shí)的局部阻力系數(shù)均會(huì)增大。

當(dāng)排煙口變長(zhǎng)邊時(shí)，局部阻力系數(shù)在面積比為0.64時(shí)達(dá)到最小值1.93，此時(shí)的排煙口長(zhǎng)寬比為1.06；當(dāng)排煙口變短邊時(shí)，局部阻力系數(shù)在面積比為0.71時(shí)達(dá)到最小值1.93，此時(shí)的排煙口長(zhǎng)寬比為2.34。分析對(duì)比得出，可以看作在面積一定時(shí)，當(dāng)長(zhǎng)寬比為1.06和2.34，局部阻力系數(shù)為極小值，但改變排煙口面積時(shí)，長(zhǎng)寬比值不宜過大，否則不利于下方風(fēng)流流動(dòng)。綜上，存在1種優(yōu)化的排煙口結(jié)構(gòu)形式，即長(zhǎng)寬比為1.06。

4 模型實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的對(duì)比

為驗(yàn)證數(shù)值模擬計(jì)算數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，以工況1為例，通過TSI5815微壓差計(jì)(精度為0.1 Pa)對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行測(cè)量，并將模型實(shí)驗(yàn)中傳感器測(cè)得的數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如表3所示。由表3可知，同一排煙口工況下，排煙道左右側(cè)壓力模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，證明本文結(jié)果及結(jié)論的準(zhǔn)確性。

5 結(jié)論

1)通過排煙口變長(zhǎng)邊、變短邊的方式，設(shè)計(jì)2組共11種面積工況，模擬分析面積的改變對(duì)隧道內(nèi)流場(chǎng)及排煙口處局部阻力的影響，確定局部阻力系數(shù)最小的排煙口長(zhǎng)寬比為1.06為最佳排煙口結(jié)構(gòu)。

表3 排煙道壓差實(shí)驗(yàn)?zāi)M對(duì)比Table 3 Experimental and simulation comparison on pressure difference of smoke duct

2)分別推導(dǎo)排煙口變長(zhǎng)邊、變短邊條件下排煙口處局部阻力損失與無量綱面積比的計(jì)算關(guān)系式，得到特定風(fēng)機(jī)工況下無量綱面積與局部阻力之間存在的特定關(guān)系曲線。

3)通過實(shí)驗(yàn)與模擬相結(jié)合，在引入動(dòng)能修正系數(shù)的基礎(chǔ)上建立不同風(fēng)機(jī)工況條件下無量綱面積與局部阻力系數(shù)之間的特定關(guān)系曲線族。

4)后期尚需進(jìn)一步開展單抽、雙壓?jiǎn)纬?、雙壓雙抽通風(fēng)排煙模式及其對(duì)吊頂排煙口流動(dòng)阻力的影響。