縱向通風地下道路火區(qū)風壓損失分析及應用

馮 霄，李炎鋒，李俊梅，許 鵬

（北京工業(yè)大學建筑工程學院，北京 100124）

縱向通風地下道路火區(qū)風壓損失分析及應用

馮 霄，李炎鋒，李俊梅，許 鵬

（北京工業(yè)大學建筑工程學院，北京 100124）

為了解決地下道路縱向通風系統(tǒng)設計中計算火災工況下的火區(qū)風壓損失問題，基于熱力學平衡關系建立了火區(qū)風壓損失模型，并得到了半經(jīng)驗計算公式，利用模型實驗和數(shù)值模擬對公式的有效性做了初步驗證，并以工程實例展示了火區(qū)風壓損失對隧道內(nèi)壓力與風速分布的影響.結果表明：在臨界風速下，火區(qū)的風壓損失與對流熱釋放速率成正比，與上游風速和隧道斷面積成反比；提出的計算公式與隧道火災實驗擬合公式得出的規(guī)律一致且結果接近，具有明確的理論基礎和風速取值；為使地下道路通風系統(tǒng)阻力計算準確可靠，進而制定有效的應急通風運行方案，有必要考慮火區(qū)的風壓損失，提出的風壓損失公式經(jīng)深入驗證后可用于設計計算.

地下道路；火災；風壓損失；臨界風速；熱壓力

采用縱向通風方式的城市地下道路，設計要求通風系統(tǒng)在隧道內(nèi)發(fā)生火災時能夠產(chǎn)生與隧道行車方向一致的最小風速（即臨界風速），推動煙氣向隧道下游流動.Wu等［1］提出了成熟的臨界風速計算公式.臨界風速確定以后，還要進行通風系統(tǒng)阻力分析與計算，以便進行通風系統(tǒng)配置和運行方案制定.正常運營時，隧道內(nèi)通風壓力損失主要源于隧道壁面摩擦產(chǎn)生的沿程阻力損失和隧道斷面面積改變引起的局部阻力損失.隧道發(fā)生火災時，火源燃燒釋放熱量，風流受熱體積膨脹和黏性擴散導致額外的通風壓力損失（亦稱火區(qū)阻力），類似于熱流體學中氣流通過加熱區(qū)的靜壓降［2］.當火區(qū)下游的隧道具有一定坡度時，還會出現(xiàn)火風壓.國內(nèi)現(xiàn)行設計規(guī)范是針對公路隧道（以山嶺隧道為主）制定的，火災工況下的通風阻力計算考慮了火風壓，忽略了火區(qū)通風壓力損失［3］.城市地下道路與山嶺公路隧道相比，隧道結構形式和外界風環(huán)境都有所差異.地下道路的縱平面線形一般呈凹形，以平直段為主，自然風和火風壓的影響都沒有公路隧道那么大.此時火區(qū)風壓損失就成為一個重要因素，在通風系統(tǒng)阻力計算時應給予合理考慮.

火區(qū)風壓損失分析最早源于井巷火災研究. Lee等［4］在井巷模型中測試了火區(qū)前后的壓差變化幅度.周延［5］和程小虎等［6］借鑒井巷火災的研究思路，分別提出了水平隧道火區(qū)阻力計算公式.周延的火區(qū)阻力概念包含了火區(qū)的加速阻力和火區(qū)下游的摩擦阻力，并指出在火區(qū)長度較小時，加速阻力成為火區(qū)阻力的主要部分.周延的分析沒有恰當?shù)乜紤]火區(qū)的熱力學平衡關系，火源下游氣流加速源于火源燃燒熱量和質量的加入，不能直接從風流在火區(qū)前后的動壓能變化計算靜壓能損失.程小虎的火區(qū)阻力概念由可燃物的繞流阻力、繞流阻力在火災時的增大部分以及火源產(chǎn)生的熱阻力3部分組成，火區(qū)阻力與火災規(guī)模成線性關系，與火區(qū)入口風速存在二次曲線關系，在風速不影響熱釋放速率的條件下，附加通風阻力與火區(qū)入口風速成正比.這與王明年等［7］所做的公路隧道模型試驗得到的測試結果并不一致，試驗中同等火災規(guī)模情況下，隨風速的增加火區(qū)上下游間的全壓差逐漸減小.這說明程小虎假設火區(qū)前后為均勻管流進行分析得出的結論存在問題.Dutrieue等［8］采用Fluent軟件以體積熱源表示火源，進行大量數(shù)值模擬后擬合得到一個隧道火災風壓損失公式，將火區(qū)阻力和火區(qū)后的隧道沿程阻力合并考慮，體積熱源也不能準確地反映復雜的燃燒過程.法國隧道研究中心［9］給出了一個實驗擬合公式，但是沒有提供實驗數(shù)據(jù)來源，也缺乏相應的理論分析.

綜上所述，可以看出目前還沒有既具備理論基礎又能滿足工程需要的火區(qū)風壓損失計算公式.首先，本研究將在分析火區(qū)熱力學平衡關系基礎上提出一個臨界風速下的火區(qū)風壓損失公式，該公式只計算單純的火區(qū)阻力，不包括下游的摩擦阻力.然后，通過模型實驗和數(shù)值模擬給予驗證.最后，以工程案例的方式說明其應用價值.

1　火區(qū)風壓損失理論分析

1.1理論公式推導

在采用縱向通風方式的地下道路中，火災煙氣的流動形態(tài)隨上游風速v的增大而轉變，如圖1所示.當隧道內(nèi)風速較小時，火羽流呈現(xiàn)為向兩側擴散的頂棚射流，見圖1（a）；上游風速增大過程中，火羽流逐漸向下游一側偏斜，見圖1（b）.當隧道內(nèi)風速達到或高于臨界風速vc時，火羽流形態(tài)發(fā)生徹底轉變，完全偏向下游一側，見圖1（c）.

綜合考慮火災規(guī)模和隧道結構參數(shù)因素計算得到臨界風速之后，通風阻力計算關注的是上游風速約等于臨界風速時的情形.如圖2所示，此時火區(qū)上游為均勻流，上游空氣流經(jīng)火區(qū)時，一方面卷吸到火羽流中受熱膨脹，在上游一側產(chǎn)生與風流方向相反的局部升壓力，另一方面風流在浮力卷吸和湍流摻混過程中黏性擴散，這兩方面是形成火區(qū)風壓損失的主導因素.此外，火區(qū)下游一側為分層流，上層熱煙氣沿程與下層空氣不斷摻混，同時以對流和輻射形式向隧道壁面?zhèn)鳠?而靠近火區(qū)的下層空氣受浮升羽流的卷吸作用，抵消了熱煙氣在下游一側的膨脹作用.總之，下游側的分層流對全斷面的空氣流動沒有附加有效的推動力.

把圖2中隧道斷面1與斷面2間的火區(qū)作為控制體考慮，p1為風流進入火區(qū)前的靜壓，p2為火區(qū)后下層風流的靜壓，火區(qū)的風壓損失為

Δp是由燃燒產(chǎn)生的煙氣和流入火源處的空氣受熱膨脹以及黏性擴散產(chǎn)生的.從熱力學宏觀能量平衡的角度，假設當火羽流流動形態(tài)相似時，風流靜壓能損失等于單位時間內(nèi)一定比例的火源對流釋放熱（用α表示，為總熱釋放速率，為對流熱釋放速率，≈0.67）對風流所做的負功，此時有

式中ΔV=Va+Vs為單位時間內(nèi)進入火區(qū)的氣體體積，大量研究表明，燃燒熱解產(chǎn)生的煙氣量Vs遠小于上游流入和卷吸的空氣量Va，故

式中：A為火源處的隧道斷面積；v為火區(qū)上游隧道斷面的平均風速.火區(qū)的風壓損失為

式（3）表明，在V≈Vc時，火區(qū)風壓損失與對流熱釋放速率成正比，與火區(qū)上游的風速v和斷面積A成反比.當v＜vc或v＞vc時，變化趨勢不變，與王明年等［7］所做的公路隧道火災模型試驗得到的結果一致，但火羽流流動形態(tài)不再相似，火區(qū)風壓損失與其影響因素不再保持線性關系.

1.2經(jīng)驗常數(shù)α確定

通過分析法國隧道研究中心（CETU）相關實驗結果，其中風速范圍在1.5～3.5 m/s，擬合得到的近似公式為［9］

參考擬合式（4），并比較表1中典型隧道斷面面積與水力直徑平方的值，可以得到α≈8×10-5，這也說明在流動形態(tài)相似時α約為一常數(shù)的假設是合理的.

表1　典型隧道斷面面積與水力直徑平方的比較Table 1 Comparison of cross-sectional area and hydraulic diameter squared for typical tunnels

2　火區(qū)風壓損失公式驗證

式（4）沒有考慮火區(qū)風壓損失與臨界風速的關聯(lián)性，為了進一步驗證式（3）的有效性和準確性，分別進行了模型實驗測試和數(shù)值模擬.

2.1火區(qū)風壓損失的模型實驗測試

在1∶8縮尺模型（原型為斷面8 m×5 m雙車道地下道路）內(nèi)，使用TSI DP-CALC Model 8710微氣壓計（精度0.01 Pa），測試了不同火災規(guī)模和對應臨界風速下火區(qū)前后的壓差變化.

實驗臺構造如圖3所示，縱向風速由連接在模型左端的柜式離心風機提供，通過調節(jié)變頻器來改變風速.火源系統(tǒng)由燃氣罐、減壓閥、流量計和燃燒器組成，采用液化石油氣作為燃料，通過調節(jié)燃氣流量可以模擬不同功率的火源.燃氣火源的熱釋放速率為

當風速較大時，燃燒器會自動熄火，所以只進行了2組低風速下的實驗測試.如圖3所示，實驗模型由8節(jié)2 m長的模塊拼接而成，實驗時，火源設置在自風機端起的第5節(jié)模塊底面中部，2個壓差測點分別設置在第4節(jié)模塊和第6節(jié)模塊的中部，豎向上也處于中間位置.處理后的實驗數(shù)據(jù)如表2所示.根據(jù)NFPA92B［12］提供的火災實驗中壓差和風速的相似關系（Δpm=ΔpF（lm/lF），vm=vF（lm/ lF）1/2），計算得到原型隧道內(nèi)的火源壓力損失值，并用式（3）計算得到2種火災工況下火源壓力損失值.

表2　模型實驗測試數(shù)據(jù)表Table 2 Test data of model experiments

對比表2中2種工況下壓差變化數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，在風速變化不大的情況下，火源功率增大1倍，火源前后的壓差也增大了1倍左右，這與式（3）中壓差與火源功率的關系是一致的.但是換算到原型隧道，換算值都比公式計算值要低很多，其中5 MW 和10 MW工況時，測試換算值最高分別是公式計算值的47%和68%，這種情況是由于風流與火羽流相互作用時，NFPA92B給出的相似關系不適用于風流參數(shù)換算造成的.下面將用原型隧道數(shù)值模擬彌補模型實驗的不足.

2.2火區(qū)風壓損失的數(shù)值模擬

使用經(jīng)過廣泛驗證的火災動力學模擬軟件（fire dynamics simulator version 6，F(xiàn)DS6）［13-14］對雙車道地下道路（斷面為8 m×5 m）在不同火源熱釋放率（heat release rate，HRR）和相應臨界風速下火區(qū)前后的壓差（Δp）進行了模擬計算，主要模擬參數(shù)見表3.計算臨界風速采用了Wu等［1］的公式.如圖4所示，在城市地下道路的火災范圍內(nèi)（5～30 MW），式（3）的計算結果與模擬結果非常接近.數(shù)值模擬初步驗證了式（3）在常規(guī)雙車道地下道路中的準確性，今后還要考查在較寬隧道及阻塞比（起火車輛截面積與隧道斷面積之比）較大時公式的適用性，最終明確其適用范圍和系數(shù)取值.

表3　FDS6模擬參數(shù)Table 3 Input parameters in FDS6

3　火區(qū)風壓損失公式的工程應用

下面以某城市江底隧道的北線為例，說明火區(qū)壓力損失公式在實際工程中的應用.該工程北線主隧道全長2 464 m，隧道縱斷面坡度曲線如圖5中紅線所示.隧道中布置了13組射流風機（每組2臺，單臺功率22 kW）.為突出說明火區(qū)風壓損失對隧道內(nèi)壓力分布和風速的影響，采取了簡化分析，即沒有包含與主隧道相連的2條匝道.

設計火源功率取30 MW，起火點設在距隧道入口800 m處.應用隧道通風一維分析軟件（IDA-road tunnel ventilation，IDA-RTV），依據(jù)隧道設計圖紙進行建模并計算，得到無火源時隧道內(nèi)風機運行形成的壓力分布曲線和風速，見圖5.再利用之前得到的式（3）計算30 MW火源在此隧道內(nèi)產(chǎn)生的壓力損失，將結果輸入IDA-RTV，再次計算得到火災時隧道內(nèi)風機全部運行形成的壓力分布曲線和風速，如圖6所示.對比圖5與圖6中的結果可以看出，火源的壓力損失與1組風機提供的升壓力量值相當，對隧道內(nèi)壓力分布和速度有顯著影響，在隧道通風系統(tǒng)設計時應該考慮這一損失項.計算結果還顯示，火災時隧道火源上游的風速為3.43 m/s，比無火源時的3.50 m/s要低，這顯示了火源煙氣熱膨脹所導致的節(jié)流效應.此外，對比圖5和圖6中火源下游的靜壓和全壓曲線還能看到煙囪效應對坡度隧道內(nèi)壓力分布的影響，高溫煙氣在火源下游的上坡隧道內(nèi)產(chǎn)生的煙囪效應減少了靜壓和全壓損失.考慮火區(qū)壓力損失才能得到接近設計火災場景的隧道壓力分布情況，這種情況在復雜隧道和對向隧道間有聯(lián)絡通道時更加重要，考慮火區(qū)壓力損失才能得到準確的網(wǎng)絡風流分配參數(shù)，是制定火災應急通風策略的依據(jù).

4　結論

1）以火區(qū)下游呈現(xiàn)分層流為前提，應用熱力學平衡關系，得到了與臨界風速相關聯(lián)的火區(qū)風壓損失計算公式.在火區(qū)上游風速為臨界風速時，火區(qū)阻力與對流熱釋放速率成正比，與火區(qū)上游風速和斷面積成反比.參照實驗擬合公式，確定了火區(qū)風壓損失公式中的經(jīng)驗常數(shù).

2）模型實驗測試數(shù)據(jù)對比結果符合火區(qū)風壓損失公式中壓差與火源功率的關系，表明火災實驗相似關系不適用于風流壓差換算.數(shù)值模擬初步驗證了火區(qū)風壓損失公式在雙車道地下道路中應用的準確性，在隧道寬度及阻塞比較大時的適用性還有待考查.

3）將火區(qū)風壓損失公式的計算結果輸入隧道通風一維模型，并應用于工程實例，結果表明：火區(qū)風壓損失對隧道內(nèi)壓力分布和速度有顯著影響，在通風阻力計算時考慮火區(qū)風壓損失，才能獲得準確的風流參數(shù).

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（責任編輯 鄭筱梅）

Analysis and Application of Pressure Loss Through Fire Zone in Longitudinal Ventilated Underground Road Tunnels

FENG Xiao，LI Yanfeng，LI Junmei，XU Peng
（College of Architecture and Civil Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China）

In order to solve the problem about how to calculate the pressure loss through fire zone （PLTFZ）during fire case in longitudinal ventilation system design for underground road tunnels，a model for the PLTFZ was built based on thermodynamic balance，which yielded a semi-empirical formula. Model experiments and numerical simulations were used to validate the formula preliminarily，while a real project was adopted to illustrate the effect of PLTFZ on the pressure and air velocity distribution in the tunnel.The results show that given the critical air velocity，the PLTFZ is proportional to convective heat release rate and inversely proportional to the air velocity upstream and the tunnel cross-sectional area. And the formula is consistent with the correlation formula obtained from tunnel fire test and achieve close results，while it is better at clear theoretical foundation and air velocity values.It is necessary to consider the PLTFZ to make resistance calculation of ventilation system for underground road tunnels accurate and reliable，thus it develops an effective operation scheme for emergency ventilation，and after thorough verification the proposed PLTFZ formula can be used in the design calculations.

underground road tunnels；fire；pressure loss；critical air velocity；thermal pressure

TU 96+2

A

0254-0037（2016）01-0081-06

10.11936/bjutxb2015040062

2015-04-22

國家自然科學基金資助項目（51278018）

馮 霄（1985—），男，博士研究生，主要從事城市隧道通風與火災煙氣控制方面的研究，E-mail：fengxiao@ emails.bjut.edu.cn