不同火災規(guī)模下隧道水幕線性噴水強度的研究*

張軒軒，牛國慶，李垣志，王 品，杜冰冰

(河南理工大學 安全科學與工程學院，河南 焦作 454000)

0 引言

水幕系統(tǒng)應用于隧道，具有防火分隔、阻煙隔熱和防護冷卻的作用，解決了傳統(tǒng)分割構件人員疏散時的交通不便問題，為人員、物資疏散和救援工作贏得時間。水幕系統(tǒng)的水壓、水量、噴水強度、布置間距、噴頭類型等參數直接影響水幕的效果，其中噴水強度是水幕在工程應用中的關鍵參數，噴頭布置間距、方式等應以滿足系統(tǒng)噴水強度為條件[1]。因此，研究水幕噴水強度對人員疏散和救援以及隧道中水幕系統(tǒng)的設置具有重要意義。

國內外許多學者對水幕的性能以及應用領域開展了不同的研究：Dembele等[2]通過小尺寸實驗研究了噴頭的類型、布置方式、系統(tǒng)的流量和壓力等因素對水幕隔熱能力的影響；葛曉霞等[3]通過大空間實驗室進行全尺寸消防水幕衰減火災熱輻射實驗，探討了噴頭流量和壓力、設置高度、噴頭類型和布置方式對水幕衰減輻射熱能力的影響；楊丙杰等[4]利用高大空間場所下設置的全尺寸水幕系統(tǒng)，開展了水幕在不同噴水強度下的防火隔熱性能對比實驗，得出噴頭安裝高度(高于規(guī)范規(guī)定12 m)提高后，需提高系統(tǒng)的噴水強度以達到等效的防火分隔效果；劉濤[5]通過對施工隧道水幕系統(tǒng)噴頭類型、噴射角度設計，提高了水幕的阻煙效果。

綜上可知，前人對于水幕系統(tǒng)線性噴水強度及在隧道領域應用的研究還存在不足?！蹲詣訃娝疁缁鹣到y(tǒng)設計規(guī)范》(GB50084-2001，2005年版)[6]中規(guī)定：水幕系統(tǒng)的設計基本參數應符合 “噴水點高度≤12 m，噴水強度2 L/(sm)，噴頭最小工作壓力0.1 MPa” 。但對于隧道這一特殊結構建筑的適用性以及對不同規(guī)模的隧道火災噴水強度的設定尚有待探討。據此，本文利用FDS進行全尺寸數值模擬，探究火源功率和噴水強度對水幕隔熱效率和煙氣特征參數的影響規(guī)律，為優(yōu)化水幕系統(tǒng)設置，指導消防工程設計實踐提供參考和依據。

1 數值模擬

火災數值模擬軟件FDS(Fire Dynamics Simulator)能精細地體現(xiàn)火災現(xiàn)象，在國際上得到了廣泛認可和應用[7-9]。

1.1 模型選擇與建立

選取文獻[10]中按實際尺寸1/10比例建立的小尺寸隧道模型，根據相似性原理[11]對幾何尺寸和火源功率還原，并對工況3(開啟火源左右兩側各3個排煙閥)進行模擬，以驗證大尺寸模型的準確性。還原后的模型如圖1所示。隧道全長500 m，寬11 m，高7.2 m，隧道實行半橫向通風，雙向排煙，流量為119.8 m3/s，火源位于排煙閥開啟段中部，功率為30 MW，網格劃分按照0.1倍特征火源直徑大小劃分。在隧道頂板下中線處縱向布置煙氣層厚度測點以檢測煙氣蔓延位置，間隔2 m，共251個，排煙閥處布置熱電偶串和煙氣流速測點。部分模擬結果如表1所示。

圖1 大尺寸隧道模型測點布置Fig.1 Large-size tunnel model measuring point layout

從表1可知，煙氣蔓延距離、排煙閥處煙氣流速和溫度模擬值相對實驗值的誤差均在15%以內，基本可驗證全尺寸模型的準確性。綜合考慮準確性與經濟性選取模型長60 m，由于本文的研究對象為隧道和水幕系統(tǒng)，為排除無關因素的干擾，不開啟排煙口，即在無橫向通風的條件下進行模擬。

表1 實驗與模擬數據對比Table 1 Comparison of experimental and simulated data

1.2 火源及水幕設置

針對小、中、大型火災，依據《道路隧道設計規(guī)范》(DG-TJ08-2033-2008)[12]選取隧道火災場景分別為小轎車、貨車和集裝箱車、重型車火災，火源功率為5，20，30 MW，火源位于距離隧道端部15 m中心線上。水幕噴頭布置在距離火源15 m隧道頂板上，考慮到中、大型火災，選用超大口徑開式灑水噴頭，流量系數K=160，壓力P=0.2 MPa，由文獻[13]可知，兩排交錯的布置方式較合理，因此，水幕設計為兩排交錯的布置方式。

1.3 網格劃分和測點布置

網格尺寸對模擬結果有很大影響，Kevin等[14]進行了網格獨立性實驗，結果表明，當網格尺寸值取特征火源直徑的1/16～1/4時，能得到較合理的結果。特征火源直徑為：

(1)

式中：Q為火源熱釋放速率，kW；ρ∞為空氣密度，取1.205 kg/m；CP為空氣定壓比熱容，取1.003 kJ/(kg·K)；T為環(huán)境溫度，取293 K；g取9.81 m2/s。

經美國NIST(National Institute of Standards and Technology)實驗驗證，當網格尺寸取火源特征尺寸的1/10時，模擬結果與實驗結果較吻合。因此，本文選用0.1D*大小尺寸的網格，對于5，20，30 MW這3種火源功率，D*分別為1.8，3.2，3.7 m，故取網格尺寸分別為0.18，0.32，0.37 m。

在距離水幕7 m隧道橫截面處設置熱量檢測設備(heat flow)、8 m橫截面處設置煙氣遮光率檢測設備(beam detecter)；在距火源水平距離15 m、地面2 m高平面上，距隧道側壁0.1 m處縱向設置CO濃度測點，測點縱向間距1 m，兩側壁均15個；在縱向中心線處分別布置O2體積分數和CO體積分數測點各15個，間距1 m；在2 m高度平面上布置CO濃度切片。圖2為火源功率為20 MW時模型測點及水幕布置示意。

圖2 火源功率20MW時測點及水幕布置Fig.2 Fire source power 20MW measurement point and water curtain layout

2 工況設計

根據控制變量法，分別改變火源功率和水幕線性噴水強度，具體模擬方案如表2所示，噴水強度為0表示不設置水幕時的工況。水幕相關參數計算如式(2)～(5)。

表2 火災模擬工況設置和水幕參數計算Table 2 Setting of fire simulation conditions and calculation of water curtain parameters

噴頭的流量計算：

(2)

式中：q為噴頭流量，L/min；p噴頭工作壓力，MPa；K為開式灑水噴頭流量系數。

設F為水幕線性噴水強度，L/(sm)；A為水幕長度，m；M為噴頭個數；D為噴頭排間距,m；C為噴頭間距，m，則:

(3)

(4)

D=2C

(5)

3 噴水強度和火源功率對煙氣特征參數和水幕隔熱效率的影響

3.1 小規(guī)?；馂臒煔馓卣鲄岛退桓魺嵝首兓?guī)律

3.1.1 小規(guī)?；馂臒煔馓卣鲄底兓?guī)律

圖3和圖4分別為火源功率為5 MW時不同水幕噴水強度下煙氣遮光率變化曲線和2 m高平面CO的濃度分布。

圖3 Q=5 MW時不同水幕噴水強度下煙氣遮光率Fig.3 The smoke shading curve of Q=5 MW under different water curtain sprinkler intensity

圖4 Q=5 MW時不同噴水強度下2 m高平面CO濃度分布Fig.4 Distribution of 2 m high plane CO concentration under different water injection intensity at Q=5 MW

《國家安全監(jiān)管總局辦公廳關于印發(fā)首批重點監(jiān)管的危險化學品安全措施和應急處置原則的通知》以及《國家安全監(jiān)管總局關于公布首批重點監(jiān)管的危險化學品名錄的通知》要求CO短時間接觸容許濃度為30 mg/m3，即3×10-5kg/m3。從圖3中可以看出，當F=2 L/(sm)時，結合煙氣遮光率曲線和CO濃度切片圖4(a)可知，當煙氣到達水幕時，幾乎長驅直入，迅速穿過水幕蔓延，水幕后的煙氣遮光率急劇升高，水幕的阻煙性能很低，但CO濃度未超標，是因為通風良好且火焰熱釋放速率較小。圖3中，當F=4 L/(sm)時，20 s時煙氣遮光率開始顯著升高，圖4(b)為19.4 s時CO濃度分布，可以看出側壁CO濃度開始增加，說明煙氣開始從側壁穿過水幕。圖3中，當F=6，8，10，12 L/(sm)，相比于小噴水強度的水幕，煙氣遮光率沒有短時間內大幅度增加，而是逐漸呈線性增長，說明水幕的阻煙性能較好且較穩(wěn)定。從圖4(c)和(d)可看出，30 s時F=8，12 L/(sm)下水幕后的CO濃度分布均在臨界值(3×10-5kg/m3)以下，說明水幕能在較長時間內阻隔煙氣。此外，F(xiàn)由2到4 L/(sm)，4到6 L/(sm)，6到8 L/(sm)，8到10 L/(sm)進行變化，煙氣遮光率分別降低了約20%，17%，4%，6%，當F=12 L/(sm)時，遮光率曲線基本與F=10 L/(sm)時重合。

圖5為火源功率為5 MW時不同噴水強度下水幕后隧道中線處O2體積分數變化曲線。

圖5 Q=5 MW時不同噴水強度下水幕后隧道中線處O2體積分數Fig.5 O2 volume fraction at the midline of the water curtain behind the curtain under different water spray intensity at Q=5 MW

根據相關規(guī)定[15]，隧道發(fā)生火災時，O2含量不低于15%，從圖5可看出，在所模擬的時間內O2體積分數均在要求范圍內，使人員不至于窒息。此外，隨著水幕線性噴水強度的增加，O2體積分數逐漸升高，但變化幅度逐漸減小，當F=8 L/(sm)時，再增加噴水強度則變化不明顯。

3.1.2 小規(guī)?；馂乃桓魺嵝首兓?guī)律

圖6為Q=5 MW時不同噴水強度水幕隔熱效率變化曲線。

圖6 Q=5 MW時不同噴水強度下隧道水幕隔熱效率Fig.6 Water curtain insulation efficiency under different sprinkler intensity at Q=5 MW

從圖6可知，當F=2，4，6，8，10，12 L/(sm)時的隔熱效率分別約為：60.4%，87.2%，94.4%，96.6%，97.2%，97.8%。由此可知，噴水強度增加，水幕隔熱效率也提高，當F=8 L/(sm)時，隔熱效率為96.6%，水幕隔熱能力較強，繼續(xù)增加噴水強度水幕隔熱效率提升很小。

綜上所述，當Q=5 MW時，水幕線性噴水強度應優(yōu)選8 L/(s·m)。

3.2 中規(guī)模火災煙氣特征參數和水幕隔熱效率變化規(guī)律

3.2.1 中規(guī)?；馂臒煔馓卣鲄底兓?guī)律

分別對工況8～13進行數值模擬，得到中型火災下煙流分布規(guī)律。圖7為Q=20 MW時不同水幕噴水強度下煙氣遮光率曲線和部分放大圖。

水幕能延緩煙氣蔓延[16]，但當水幕后煙氣遮光率短時間內大幅度上升時，說明水幕已失效，本文將水幕開始啟動至失效的時間定義為有效作用時間。從圖7(a)中可看出，噴水強度從8 L/(sm)逐漸增加至14 L/(sm)，在水幕有效作用時間內煙氣遮光率均逐漸有所下降，下降幅度平均值分別為10.6%，7.3%，1.3%，當噴水強度增加至16時，不論對于水幕失效前還是失效后煙氣遮光率均比F=14 L/(sm)時略高。從圖7(b)中可知，F(xiàn)=8，10，12，14，16 L/(sm)時，有效作用時間分別為17，17.2，18，23，20.6 s。因此，當噴水強度由8 L/(sm)逐漸增至12 L/(sm)，水幕有效作用時間增加不明顯，當由12 L/(sm)增至14 L/(sm)時，增幅較大，繼續(xù)增加F至16 L/(sm)，水幕有效作用時間反而減少，阻煙效果并未相應提高。

圖7 Q=20 MW時不同水幕噴水強度下煙氣遮光率和部分放大圖Fig.7 Curve of shading rate of smoke under different water curtain spray intensity at Q=20 MW and a partial enlarged view

圖8和圖9分別為Q=20 MW時不同噴水強度下2 m高平面CO濃度分布和隧道中線處O2體積分數變化曲線。圖8反映了CO濃度首次達到臨界值時的2 m高平面濃度分布，水幕后的CO濃度符合最低標準要求。從圖8也可推知，當F=8，10，12，14，16 L/(sm)時，CO濃度達到臨界值的時間分別為18，17，18.2，23.2，20.6 s，這與由圖7(b)所得水幕有效作用時間基本一致，也證明了所得有效作用時間的合理性。

圖8 Q=20 MW時不同噴水強度下2m高平面CO濃度分布Fig.8 Distribution of 2m high plane CO concentration under different water injection intensity at Q=20 MW

圖9 Q=20 MW時不同噴水強度下水幕后隧道中線處O2體積分數 Fig.9 O2 volume fraction at the midline of the water curtain behind the curtain under different water spray intensity at Q=20 MW

從圖9中可知，當F=8，10，12 L/(sm)時，中心線處O2體積分數對于不同的噴水強度未有明顯的變化，當增加至14 L/(sm)時，O2體積分數相對F=8，10，12 L/(sm)明顯升高，而F=16 L/(sm)時的O2體積分數與F=14 L/(sm)時基本一致。

3.2.2 中規(guī)模火災水幕隔熱效率變化規(guī)律

圖10為Q=20 MW時不同噴水強度下水幕后通過隧道橫截面的熱量和水幕隔熱效率變化曲線。

從圖10可知，剛開始時，受火焰煙氣的沖擊，水幕隔熱效率尚不穩(wěn)定，有所下降，隨后在某一平均值附近波動，當F=8，10，12 L/(sm)時，隔熱效率平均為94%。當增加F至14 ，16 L/(sm)時，隔熱效率平均為98%，可知線性噴水強度為14 ，16 L/(sm)時的水幕隔熱效果基本相同。

圖10 Q=20 MW時不同噴水強度下水幕隔熱效率Fig.10 Water curtain insulation efficiency under different sprinkler intensity at Q=20 MW

綜合煙氣特征參數和水幕隔熱效率的分析可得，對于火源功率為20 MW中型火災，水幕的線性噴水強度選擇14 L/(sm) 時較經濟合理。

3.3 大規(guī)模火災煙氣特征參數和水幕隔熱效率變化規(guī)律

3.3.1 大規(guī)?；馂臒煔馓卣鲄底兓?guī)律

分別對工況14～20進行數值模擬，得到大型火災時距離水幕6 m隧道中心線處煙氣遮光率變化和2 m高平面處CO濃度分布，如圖11～12所示。

圖11 Q=30 MW時不同水幕噴水強度下煙氣遮光率和部分放大圖Fig.11 Curve of shading rate of smoke under different water curtain spray intensity at Q=30 MW and a partial enlarged view

從圖11(a)可看出，當煙氣蔓延至水幕時，煙氣從水幕阻煙能力最薄弱的側壁處穿過，水幕后6 m中心線處煙氣遮光率小幅度上升，隨后又迅速下降并保持短暫時間，隨著火災的發(fā)展，煙氣動量增加，驅動力也不斷增強，水幕形成的“水墻”不足以阻擋煙氣的擴散，因此水幕后煙氣的遮光率呈波浪式驟然增加，最后接近100%并保持穩(wěn)定。

圖11(b)為遮光率急劇增加時的放大圖，從中可知，當水幕噴水強度從10，12，14增加到16 L/(sm)時，水幕有效作用時間從11，11.5，14.8到17.2 s，當繼續(xù)增大噴水強度到18，20 L/(sm)時水幕有效作用時間分別為15.6和17 s。由此可見，在一定程度上，隨著噴水強度的增加，水幕的隔煙能力隨之增強，當增大到一定程度時水幕有效作用時間并不隨之增加，甚至會有減小的趨勢。這是因為當線性噴水強度的增加，在頂板上布置的噴頭數量相應增加，噴頭間距減小，當減小到一定程度，相鄰噴頭間噴頭出水時水滴劇烈撞擊，水平速度相互削減，當到達地面形成水墻時速度更小，進而影響水幕整體的隔煙效果。

3.3.2 大規(guī)?；馂乃桓魺嵝首兓?guī)律

圖12為Q=30 MW時不同噴水強度下水幕隔熱效率變化曲線。

圖12 Q=30 MW時不同噴水強度下水幕隔熱效率Fig.12 Water curtain insulation efficiency under different sprinkler intensity at Q=30 MW

從圖12可看出，不同噴水強度下的隔熱效率基本都能維持在90%以上，說明水幕具有良好的隔熱效果。當水幕線性噴水強度從10增至12 L/(sm)時，隔熱效率小幅度提高但二者整體均在93%左右，逐漸增加噴水強度至16 L/(sm)，水幕隔熱效率基本維持在97%，繼續(xù)增加，水幕隔熱效果并未有明顯提升。

綜上所述，結合水幕不同線性噴水強度下的煙氣遮光率、隔熱效率、O2體積分數的變化，并綜合考慮水幕效果和經濟性可得，火源功率為30 MW時，應優(yōu)先選擇水幕線性噴水強度為16 L/(sm)。

4 結論

1)根據相似性原理還原后的全尺寸模型在相同工況下的模擬結果與小尺寸實驗模型基本一致，驗證了本文所選用的全尺寸模型的準確性。

2)水幕系統(tǒng)的阻煙和隔熱效果隨線性噴水強度的增加而增強，但水幕的線性噴水強度并非越高越好，當增加到一定程度時，阻煙和隔熱效果不再有明顯變化，對于中、大規(guī)模火災甚至會出現(xiàn)水幕有效作用時間減少的情況。

3)對于Q=5，20，30 MW的小、中、大規(guī)模的隧道火災，分析了不同噴水強度下的煙氣遮光率、隔熱效率、O2體積分數等煙氣特征參數變化規(guī)律，綜合考慮經濟性和水幕效果，建議分別選擇水幕的線性噴水強度為8 ，14和16 L/(sm)。