洪 城 潘益鑫 黄 鑫 陈韵海 吕德磊

(1.绍兴文理学院 土木工程学院，浙江 绍兴 312000；
2.浙江省岩石力学与地质灾害重点实验室，浙江 绍兴 312000)

公路隧道由于其狭长而相对封闭的特殊结构，一旦发生火灾，高温有毒烟气难以排出，隧道内温度越来越高，不仅对隧道结构造成破坏，还威胁人们的生命安全并给救援带来困难.据相关数据显示，在建筑火灾中，85%的人员伤亡是由高温、有毒烟气造成的[1].随着城市交通压力的增加，由于半敞开式公路隧道这种较新型的隧道结构突破了传统隧道相对密闭的结构特点而受到广泛使用，其顶部开口的结构设计可使火灾烟气在隧道内的行程大大缩短，更有利于人员逃生，但目前暂无对其的相关规范.因此，研究半敞开式隧道内火灾烟气的排放问题对隧道建设及安全具有重要意义.

目前已有国内外学者针对隧道顶部开孔自然通风方式的火灾问题开展了相关研究，特别是随着计算机技术的发展，利用Fluent和FDS两类CFD软件模拟研究各类参数对隧道火灾烟气运动的影响.如胡春艳[2]和葛家美[3]主要通过不同通风孔布置方式、开孔面积及孔组内孔间距对隧道内污染物分布情况进行模拟研究，得出隧道顶部开孔自然通风方式的通风规律.林鹏等[4]通过改变隧道坡度和排烟口位置得出最优排烟效率的工况.李开源[5]和许秦坤等[6]研究了不同火源功率下的烟气运动情况并给出了火灾救援建议.赵冬和Lomas等[7,8]基于不同的通风方式对隧道火灾烟气进行研究，得出自然通风和混合通风能起到很好的排烟作用.王彦富等[9]基于正交试验通过选取竖井宽度、高度、组间距以及每组竖井数量作为可控因子，研究半敞开式隧道竖井不同参数组合下的排烟性能.Gao等[10]采用FDS软件模拟混合通风模式对烟气的影响，讨论自然通风与机械通风的相互作用，表明混合通风能更有效地抑制烟气扩散.

在现有的研究文献中，采用数值模拟研究半敞开式隧道的火灾烟气特征，主要集中在自然通风模式下的均匀分布或成组均匀布置的顶部开孔结构设计，例如目前我国已有的半敞开式隧道有成都市红星路隧道和南京龙蟠中路隧道[11]，鲜有对集中布置的半敞开段结构通风方案的研究.因此，本文采用FDS软件模拟研究半敞开式隧道集中布置的不同敞开段结构的排烟特性.

1.1 隧道概况与建模

本文建立的隧道模型是依据浙江省杭州市某在建隧道作为研究对象，该隧道一期工程全长1 930 m，双向六车道规模，隧道内设隔离墙，采用地面道路结合隧道和管廊的建设形式，地下隧道总长约1.8 km，管廊全长2 km，在隧道暗埋段中采用中间开口的结构形式.

由于FDS只能识别矩形网格，故在Pyrosim中采用多个矩形结构叠加近似逼近弧形结构的建模方法.由于该隧道结构呈对称性，为节省计算模拟时间，选取隧道右路末段600 m区间(包含敞开段)为计算长度，隧道模型正视简化图如图1所示，尺寸为长600 m，宽7 m，高7 m，依据实际工程，隧道整体均为混凝土材料，采用水平—上坡(+2.5%)—敞开段(200 m)—下坡(-1.8%)到二期工程的结构形式.将隧道分为A、B、C三段以便区分，A段为封闭段，B段为敞开段，C段为下游段.A段隧道顶棚布设两台射流风机，间距为150 m，尺寸为2 m*1 m*1 m，单台风机流量30 m3/s， 排风方向由左向右. 隧道初始温度为20 ℃， 火源处于A段水平坡度处(距B段275 m)，采用聚氨酯气相反应.

图1 隧道模型图

1.2 网格划分

在FDS计算中，网格尺寸大小对计算精度和计算时间影响很大，与此相关的一个重要参数是火源特征直径D*， 其定义如下式所示，且网格大小应在D*/4～D*/16范围内.由公式可以看出，影响火源特征直径D*的主要因素为火源功率(HRR)，两者为对应关系.

式中：Q为火源功率；
ρ0为环境空气密度；
T0为环境温度；
Cp为比热；
g为重力加速度.

本文参照以往研究， 选取5 MW[12]和10 MW[13]两种火源功率进行模拟，火源尺寸设置为2 m*1 m*1 m，位于隧道地面的横向中心处，其所对应的网格尺寸范围见表1.

表1 各功率对应的网格尺寸范围

由表1可知5 MW和10 MW两种火源功率所对应的网格尺寸范围，为减少网格大小对模拟结果的影响，本文建立的隧道模型网格尺寸大小均设置为0.3 m*0.3 m*0.3 m，总网格数为1 740 690.由于隧道整体有坡度变化，预留出一部分网格高度，且在敞开段上部设置相同尺寸大小的网格以研究烟气流动情况.

1.3 敞开段结构设定

本文基于隧道实际工程中的B段顶部为全敞开结构形式进行模拟，考虑隧道整体刚度和城市景观要求，将B段顶部结构设置为5个宽度为10 m的横梁均匀分布及等比分布(最后两个横梁均匀分布)两种结构，模拟研究不同横梁结构对排烟的影响.敞开段结构如图2所示.

图2 B段顶部结构图

1.4 模拟工况设定

模拟采用射流风机结合自然通风的方式进行排烟，排烟方向自左向右，在火源位置不变的情况下，通过改变火源功率，研究不同敞开段结构的烟气流动特性.

为提高结果的准确性，根据实际工程对整个隧道进行模拟.在HRR为5 MW和10 MW下排列组合模拟共6组工况.模拟工况如表2所示.

表2 数值模拟工况

2.1 烟气分布

隧道发生火灾后，烟气在浮力作用下向上运动，在到达隧道顶棚后，烟气沿隧道顶棚两侧流动，工况1～6在射流风机的作用下，烟气全部向火源右侧方向扩散，A段隧道内烟气层遭到破坏，扩散较为混乱，烟气逐渐向隧道底部下沉.对比A段中不同HRR下的烟气分布发现，在相同燃烧时间内，10 MW工况下烟气前锋蔓延距离越远，故HRR越大，烟气在封闭段中蔓延越快，主要是因为10 MW火源功率产生的烟气温度高，导致烟气浮力大，高温烟气触碰到隧道顶棚后在坡度作用下向下游扩散越快.模拟结果显示5 MW和10 MW工况下的烟气在A段隧道内的蔓延时间分别为68 s、73 s，图3为工况1～6(从上至下)计算模拟300 s时的烟气分布图，从图中可以看出，烟气在B段的蔓延时间比A段长，说明敞开段对烟气有很好的扩散作用.

图3 工况1～6隧道烟气分布图

对比图3中的六种工况发现，同一HRR的不同敞开段结构下的烟气蔓延距离不同，不同HRR的同一敞开段结构下的烟气蔓延距离也不同，说明敞开段结构和火源功率对烟气扩散均有一定的影响.将工况1～6在B段隧道中每隔10 s的烟气蔓延距离相对比，可得出如图4所示的烟气水平蔓延速度变化曲线图，图中X、Y坐标分别为烟气前锋到达时间、烟气蔓延距离.

从图4(a)可以看出，随着燃烧时间的变化，敞开段中的烟气水平蔓延速度由快变慢，三种工况下的烟气速度在113 s后产生明显差距，工况2、3到达C段的时间分别为183 s、220 s，且工况1在300 s未到达C段.图4(b)中的烟气水平蔓延速度与(a)中分布规律一致，烟气速度产生明显差距是在98 s后，工况4、5、6在300 s内均未到达C段，其中工况5的烟气蔓延最快，工况4蔓延最慢.

(a)HRR=5 MW

由此可见：同一HRR下，横梁均匀分布的工况其烟气蔓延较快，全敞开的烟气蔓延较慢；
同一敞开段结构下，HRR越大，其烟气水平蔓延越慢.这是因为烟气到达水平段后主要在浮力作用下向上运动，HRR越大，烟气温度梯度力越大，浮力越大，烟气上浮速度越快，故水平蔓延速度越小，增加C段救援时间；
当烟气遇到横梁时产生向两端的扩散速度，导致有横梁的烟气水平运动比全敞开快，且敞开段前部分横梁面积越大被阻挡的高温烟气分布越多，越易扩散，水平蔓延距离越长.

2.2 温度分布

图5为工况1～6模拟t=300 s时人体高度处的隧道纵向温度分布图.从模拟结果可以看出：同一HRR的工况其温度分布规律趋于一致，火源处温度最高可达450 ℃，在射流风机喷射出的高速气体不断卷吸隧道内低温气体的影响下，火源右侧温度迅速降低至50 ℃左右，在烟气温度有上升趋势之处，50 ℃烟气前锋向火源下游纵向蔓延至2号射流风机处时，5 MW工况的烟气温度迅速降低至40 ℃左右，10 MW工况的烟气温度缓慢降低至约55 ℃.对比图5中六种工况的烟气温度分布可知：5 MW下的烟气温度整体比10 MW下的低，在不同敞开段结构中，人体高度处的隧道纵向温度差别很小，但在全敞开的情况下，B段内烟气温度分层明显，温度稍高的烟气在温度梯度力作用下向上蔓延，且横梁的存在使烟气出现扰流现象.

图5 Y=3.5m截面上温度分布图

故选取温度较高的10 MW工况对B段隧道内温度分层现象进行分析研究.图6是工况4、5、6模拟计算t=300 s时B段隧道纵向温度分层图.在Y=3.5 m截面上，距离火源280 m处的烟气温度保持在50 ℃以下，工况4、6、5隧道内整体温度由低变高，主要是因为烟气触碰横梁出现分层破坏情况，致使B段内高温烟气受阻于横梁下方并扩散，扰乱烟气温度分层，导致隧道整体温度增加，且工况6在B段隧道顶部的敞开口呈等比分布，大部分高温烟气经过第一个大面积敞开口排出隧道外，故工况6隧道整体温度低于工况5.从图中可以看出：工况5中的烟气层有扰动现象，相反工况6中烟气层内部能够呈现较好的烟气分层现象，这是由于工况6在B段的前部分敞开口面积越大对烟气的扰动作用越小所致；
工况6中烟气温度纵向蔓延距离较工况5短，主要是因为面积大的敞开口对烟气的扩散作用强于稍小面积的敞开口.

图6 工况4～6在B段内纵向温度分层图

2.3 CO分布

大量统计资料表明，50%以上的火灾事故死亡人员是由CO气体窒息所导致的[14].工况1～6模拟t = 300 s时在2 m高度处CO浓度变化如图7如示.可以看出：在射流风机作用下，A段内CO气体向下游蔓延，且HRR越大，CO浓度变化幅度越大，整体下降趋势较平缓；
进入B段的CO气体浓度在混合通风条件下的下降速率明显增加，故敞开段对CO气体浓度有较好的稀释作用.

对B段内CO浓度进行分析，图7(a)中工况1和4的CO浓度起伏较大，主要是由于CO气体充分接触空气，浓度分层被打乱所导致.对比六条曲线可以看出，进入敞开段40 m后CO浓度随不同的敞开段结构发生变化，其中有横梁结构中的工况3、6波动幅度较明显，这是因为横梁等比分布下敞开段前部分敞开口面积大，CO浓度随接触空气的面积增加而降低.空气中CO浓度值高于160 ppm时人体会产生头痛、恶心等不适症状[15]，工况1、2、3在300 s模拟时间内B段CO浓度均低于该值，而工况4、5、6只有全敞开的后半段低于该值，主要是因为CO浓度值随火源功率的增加而等倍数增加，且在横梁作用下缓慢降低.得出结论：火源功率越大，敞开段结构对CO浓度值影响越大，处于烟雾区域的人员应尽快撤离，并采取相关措施加以控制CO浓度值.

将工况6中的风机流量设为15 m3/s，可得到如图7(b)所示的CO浓度变化图.从图中可以看出，风速减小一半，B段内2 m高度处的CO浓度降低至50 ppm，在人体可承受范围内，但A段隧道内的CO浓度值较高，且在距火源120 m(即2号风机)处受机械风影响较大.由此可以看出，机械通风风速对CO浓度分布有很大影响，是因为烟气温度随风机风速增大而减小，破坏了烟气分层，使B段中的烟气更倾向于水平方向蔓延，适用于上游处的风机设置以便加快隧道内烟气运动.

(a)工况1～6中CO浓度变化图

本文利用FDS对不同火源功率和不同半敞开段结构的隧道进行了数值模拟，分析火源功率和半敞开段结构对隧道中火灾烟气运动的影响规律，其结论如下：

(1)火灾烟气在机械通风和坡度作用下向下游快速蔓延，烟气层逐渐下降，68 s时烟气已蔓延至敞开段，300 s时大部分工况的烟气还未到达C段，且大量烟气在浮力作用下从敞开段排出隧道外，为人员逃生提供了一定的安全保障.

(2)相同火源功率(HRR)下，烟气在封闭隧道中的水平蔓延速度比敞开段中快约4.5倍；
t=300 s时烟气最长蔓延距离在HRR=5 MW和10 MW下分别为540 m和490 m，说明HRR越大烟气在敞开段中的蔓延长度越短，排烟效率越高.

(3)在射流风机影响下，隧道内烟气温度迅速降低至50 ℃，不同敞开段结构下的烟气温度分层有明显差异；
机械通风风速对隧道内CO浓度值有很大影响，可采取上游处风机速度大、下游处风机速度小的方式，提高隧道内整体安全性.

(4)在顶部集中排烟系统中，不同的敞开段结构对排烟效率有一定的影响，等比分布方式的排烟效率优于均匀分布方式.在不同敞开段结构下，火灾烟气对敞开段下游隧道中的人员和行车安全影响均非常小.

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