特長跨海公路隧道排煙道輔助通風下排風口設計參數的數值模擬研究
——以青島第二海底隧道為例

張逸敏, 田嘯宇, 姚文浩, 付朝暉, 陳玉遠, 曾艷華, *

(1. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；2. 四川路橋建設股份有限公司，四川 成都 610031； 3. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063)

0 引言

隨著我國地下工程建造技術水平的提高，水下隧道成為滿足人們快速跨越水域需求的重要交通形式。近年來，上海、武漢、南京、廈門等城市開始涌現出一大批跨江、跨海的水下隧道工程。而水下隧道的運營通風事關行車人員的生命健康和財產安全，必須重視。青島第二海底隧道屬于特長跨海公路隧道，其運營通風有如下特點： 1) 隧道較長，需采用分段通風才能達到較好的通風效果； 2) 隧道水域段設置豎井通風非常困難，且會帶來巨額的土建費用。

截至目前，國內外研究者通過理論推導、數值模擬、現場實測等手段研究了排風口參數在隧道運營通風設計中的影響。馬超超[1]利用CFD軟件Fluent分析研究了豎(斜)井送排縱向通風方式中隧道內流態(tài)、排風口構造和角度等對排風效率的影響；方磊等[2]以秦嶺終南山隧道為原型建立了縮尺模型，研究了隧道排風口與主隧道夾角對排風段隧道平均風速的影響；高陽等[3]通過對排風口面積等參數進行研究分析發(fā)現，斜井底部送排風口之間短道風速隨排風口面積的增大而減?。辉S雷挺等[4]基于污染物的對流擴散方程，結合TOP公式，構建了縱向通風隧道頂部排風口對環(huán)境影響的理論模型；劉卡[5]采用CFD軟件Fluent數值模擬的方法，對隧道中排風口形式及最佳排風口角度進行了研究；蔣樹屏[6]建立了公路隧道豎井送排式組合通風的計算模式，并結合具體工程，對送排風口的構造、形狀、角度和間距進行了分析； 方磊[7]通過大比尺模型試驗，分別對長大公路隧道送、排風井底部中隔板的高度和豎井送排式通風送、排風口的角度進行了模型試驗分析，并給出了優(yōu)化建議；呂康成等[8]根據空氣動力學基本方程推導了特長隧道排送組合通風中排風口與送風口的升壓力計算公式，特別考慮了排風道與隧道交角對排風口升壓力的影響，建立了新的送風口通風分析計算模型；李航[9]依托西山特長公路隧道，通過物理模型試驗以及數值仿真試驗對送排風豎井送風口處隔板長度、排風口角度以及兩送排風豎井之間的間隔距離進行了優(yōu)化；馬佳[10]對公路隧道通風系統(tǒng)中的送排風口局部阻力損失系數進行了系統(tǒng)數值模擬研究，分析了多種因素對風道局部阻力損失系數的影響，并給出了相應的優(yōu)化參數。

由以上文獻可以看出，目前對隧道排風口的研究多基于常規(guī)的豎井送排的運營通風方式，而對于水中不設豎井的新型通風模式下，利用排煙道輔助通風的頂部排煙口的參數研究較少，研究內容也多限于排風口面積和排風口的角度對通風效果的影響，對整體式與分離式排風口、風閥與排煙口的距離以及煙道分岔口與排風口的距離對通風效果的影響研究較少。

本文進行了不同排風口形式及面積、風閥及分岔口等因素對排風口附近局部阻力系數的影響規(guī)律研究，確定了最優(yōu)排風口參數及相應的局部阻力系數，以期為運營通風計算提供依據。

1 工程背景

1.1 工程概況

青島第二海底隧道主線隧道北線全長15.89 km，南線長15.80 km。隧道在黃島岸澎湖島街設置1對進出匝道，秦皇島路上預留1處出口匝道。在黃島側，主線隧道以2條主線隧道+中間服務隧道的形式穿越膠州灣；在近青島側，海底處每條主線隧道分岔變?yōu)?管隧道，2管隧道向北接入環(huán)灣大道出地，向東接入海泊河兩岸接地面路基段，并向東接入杭鞍高架和溫州路。

隧道預計在2023年通車，公路等級為高速公路，主隧道單向行車，為雙洞6車道，設計車速80 km/h；分岔隧道單向行車，為雙洞4車道，設計車速60 km/h。隧道聯絡煙道段橫斷面示意如圖1所示。

圖1 青島第二海底隧道聯絡煙道段橫斷面示意圖(單位： mm)

1.2 新型通風方案

考慮到青島第二海底隧道海中建造豎井難度大、土建費用高等問題，提出了海中不設豎井的新型通風方案。該方案為： 在黃島岸設送排風通風豎井，海中不設豎井；利用服務隧道向南北線隧道海中送風； 將南北線頂部排煙道作為南北線隧道海中排風道； 在海中通過設置聯絡風道的方式將南北線排煙道連通，以增加風道的面積，減小通風能耗。新型運營通風方案示意如圖2所示。

圖2 青島第二海底隧道新型運營通風方案示意圖(單位： m)

由圖2可知，新型運營通風方案在海中利用頂部排煙道進行排風。北線風流在海中排風位置通過排風口進入排煙道后，一部分風流仍沿著北線排煙道流動，并由北線煙道排出；另一部分風流通過南北線聯絡煙道進入南線排煙道，并由南線煙道排出。南線通風方案原理與北線類似，風流在海中排風位置通過頂部排風口進入南線隧道頂部排煙道后，一部分沿著南線煙道流動，最后由分岔隧道出口前風塔排出；另一部分風流通過聯絡煙道進入北線頂部排煙道，然后通過北線分岔隧道風塔排出。

新型通風方案利用頂部排風口排煙道排風，風流進入隧道后一部分通過頂部排風口進入排煙道，進入后的風流沿著行車方向流動，在頂部煙道分岔口處分流進入南北線煙道，且在頂部排風口另一側采用風閥將排煙道封堵，以防風流進入另一側煙道。

新型運營通風方案解決了海中不設豎井的問題，但排風效果還需探究，所以頂部排風口面積、頂部煙道分岔口及風閥位置對排風效果的影響需進一步研究。

2 理論分析

新型通風方案下不同排風口面積、風閥、分岔口位置及南北線排煙道排風比等均會對局部阻力系數產生不同的影響，所以根據該工程新型通風方案的結構設置，構建局部阻力系數研究模型。

以排煙道分岔段為例,局部阻力系數ζAC、ζAD理論計算模型如圖3所示。

其中，截面A-A的速度為vA，截面C-C的速度為vC，截面D-D的速度為vD，沿流動方向對截面A-A與截面C-C運用伯努利方程，得到式(1)和式(2)。將隧道設置為絕對光滑壁面，取沿程阻力系數λA=λC=λD=0，則可以得到局部阻力系數ζAC、ζAD的表達式，分別見式(3)和式(4)。

(1)

(2)

(3)

(4)

式(1)—(4)中：vi(i=A、C、D)為各管段內的空氣流速，m/s；ρ為空氣密度，kg/m3；Pi(i=A、C、D)為各管段的靜壓，Pa；Di(i=A、C、D)為各管段的水力直徑，m；li(i=A、C、D)為排風口至i-i斷面的距離，m。

(a) 隧道風流示意圖

(b) 特征斷面示意圖

3 數值模擬

3.1 模型建立

本文利用CFD數值模擬軟件Fluent及網格劃分軟件Gambit對隧道進行1∶1全尺寸建模，并分別建立2種風道模型對應的1∶1全尺寸模型及部分計算域網格。

第1種模型為主隧道風流通過排風口進入頂部排煙道的風道模型。模型邊界條件為： 1)隧道進口設置為速度入口，用以設置入口風量； 2)隧道出口與外界大氣相連，設為表壓為0的壓力出口； 3)將上部煙道出口設置為速度出口，以模擬不同排風比工況，排風比即為排風量與豎井上一段隧道風量的比值。此模型可以研究在不同排風比下不同排風口形式、排風口面積、排風閥位置對局部阻力系數的影響，計算模型見圖4。

(a) 幾何模型及局部網格劃分

(b) 隧道風流示意圖

第2種模型為主隧道風流通過排風口進入頂部排煙道后分流，一部分風流仍沿著原排煙道方向流動，另一部分風流通過聯絡煙道進入另一條隧道頂部排煙道的風道模型。其中，北線排煙道需預留送風道，送風道與排風道用隔板分隔，送排風互不影響。模型邊界條件為： 1)隧道進口設置為速度入口； 2)隧道出口設為表壓為0的壓力出口； 3)隧道出口上部煙道、聯絡煙道設置為速度出口，以模擬南北線隧道不同排風比。此模型研究南北煙道排風比及頂部煙道分岔口位置對局部阻力系數的影響，計算模型見圖5。

(a) 幾何模型及局部網格劃分

(b) 隧道風流示意圖

模型中設置2種排風口形式，即整體式與分離式排風口。整體式排風口斷面為矩形； 分離式排風口由3個小型整體式排風口間隔一定距離組合而成。

3.2 頂部排風口面積對局部阻力系數的影響

計算模型及網格劃分如圖4所示。在不考慮頂部排煙道分岔的模型下研究不同排風口面積對局部阻力系數的影響。

3.2.1 計算工況

模型隧道入口風量保持600 m3/s不變。設置2種排風口形式(整體式和分離式)，排風口面積分別設置為30 m2、45 m2和60 m23種。每種工況排風比設置為30%、40%、50%、60%，具體工況設置見表1。文中為方便排風口工程參數取值，近似將3.5 m×5.5 m×3面積等效為60 m2。

表1 排風口面積工況設置

3.2.2 結果分析

通過模擬計算可得到不同排風口面積下不同排風比時A-A斷面、B-B斷面排風口的壓力，進而計算得到不同工況下A-A斷面至B-B斷面間風道的局部阻力系數ζAB。不同工況下局部阻力系數ζAB隨排風比的變化規(guī)律見圖6。

圖6 不同工況下局部阻力系數ζAB隨排風比的變化規(guī)律

由圖6可知： 1)各工況下局部阻力系數ζAB變化規(guī)律相同，即隨著排風比增大，局部阻力系數逐漸減小直至趨于穩(wěn)定。2)當排風口面積為30 m2時，局部阻力系數較大，采用分離式排風口時約為2.60，采用整體式排風口時約為2.15；排風口面積為45 m2時，局部阻力系數明顯減小，采用分離式排風口時約為1.35，采用整體式排風口時約為1.28；排風口面積為60 m2時，局部阻力系數進一步減小，采用分離式排風口時約為1.00，采用整體式排風口時約為1.04。所以適當增大排風口面積可以減小局部阻力系數，但排風口面積過大時局部阻力系數并不能明顯減小。

以排風比為50%為例，此時局部阻力系數ζAB已趨于穩(wěn)定，對風道內的速度分布情況進行分析。排風口速度云圖及流線圖如圖7所示。

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

(d) 工況4

(e) 工況5

(f) 工況6

對圖7分析可以得出： 1)當排風口面積為30 m2時，整體式排風口氣流流入排煙道內風速變化較大，風速經過約5 m后便從15 m/s降至9 m/s，經過約30 m后從9 m/s升至11 m/s，流場較不穩(wěn)定，局部阻力系數較大； 分離式排風口3個排風口風速均較大，且風速變化不穩(wěn)定，局部阻力系數亦較大。2)當排風口面積為45 m2時，整體式排風口的排煙道內風速變化減緩，風速經過約25 m后從16 m/s降至11 m/s，之后不再變化，流場較為穩(wěn)定，局部阻力系數減??；分離式排風口下靠近出口側排風口風速較大，其余2個小排風口風速較小，整體風速變化較穩(wěn)定，局部阻力系數也隨之減小。3)當排風口面積為60 m2時，整體式排風口下排煙道內風速變化不大，風速從15 m/s緩慢降至11 m/s，不存在急劇的風速變化，流場穩(wěn)定，局部阻力系數較??；分離式排風口下風流變化規(guī)律與排風口面積為45 m2時基本一致。綜上，頂部排風口面積取為45 m2左右時已能滿足工程需求。

3.3 風閥位置對局部阻力系數的影響

計算模型及網格劃分如圖4所示。在不考慮頂部排煙道分岔的模型下研究不同風閥位置對局部阻力系數的影響。不同風閥位置設置如圖8所示。

圖8 不同風閥位置設置示意圖

3.3.1 計算工況

模型隧道入口風量設為600 m3/s，根據3.2節(jié)的分析結果取排風口面積為45 m2,并設2種排風口形式(整體式和分離式)，風閥與排風口的距離分別設為0、5、10 m 3種。每種工況排風比設置為30%、40%、50%、60%。風閥位置工況設置見表2。

表2 風閥位置工況設置

3.3.2 結果分析

通過數值模擬結果可計算得到不同風閥位置下不同排風比時A-A斷面、B-B斷面排風口的風壓，進而計算出不同工況下A-A斷面至B-B斷面間風道的局部阻力系數。局部阻力系數ζAB隨排風比的變化規(guī)律如圖9所示。

圖9 不同風閥位置下局部阻力系數ζAB隨排風比的變化規(guī)律

由圖9可知： 1)不同風閥位置下，局部阻力系數隨排風比的變化規(guī)律相同，即隨著排風比增大，局部阻力系數先快速減小，繼而趨于穩(wěn)定。2)在整體式排風口形式下，風閥位置對局部阻力系數的影響不大，3種工況下局部阻力系數的減幅相差不大，穩(wěn)定后的局部阻力系數亦相差很小，局部阻力系數穩(wěn)定在1.29。3)分離式排風口形式下，風閥在距離排風口10 m時，初始局部阻力系數最小，隨著排風比的增大，其數值較其他工況小，最終穩(wěn)定在1.31附近。綜上，在工程實際允許的情況下，風閥與排風口的距離推薦取10 m。

3.4 頂部煙道分岔口位置對局部阻力系數的影響

計算模型及網格劃分見圖5，考慮頂部排煙道分岔。風流通過排風口進入排煙道后分流，一部分進入北線排煙道，另一部分通過聯絡煙道進入南線排煙道。其中，北線頂部排煙道預留寬4 m、長100 m的送風道。具體頂部煙道分岔口位置布置示意見圖10。

圖10 頂部煙道分岔口位置布置示意圖(單位： m)

3.4.1 計算工況

模型隧道入口風量設置為600 m3/s。根據3.2節(jié)、3.3節(jié)的分析結果，取排風口面積為45 m2，排風口尺寸為6.0 m×7.5 m，風閥與排風口距離為10 m。每種工況設置不同頂部煙道分岔口位置及不同排風比，以研究煙道分岔口與排風口的距離對局部阻力系數的影響規(guī)律。

由3.2節(jié)分析結果可知： 1)排風比達到40%后局部阻力系數趨于穩(wěn)定，且海中排風能力有限，排風量不宜過大； 2)排風比取為40%～60%時，排風量為240～360 m3/s，此區(qū)間的排風量均能滿足條件，計算結果具有適用性。每種工況下排煙道排風分別按照北線煙道排風比40%、50%、60%對應南線煙道排風比60%、50%、40%計算，具體工況見表3。

表3 頂部煙道分岔口位置工況設置

3.4.2 結果分析

由于排風比對局部阻力系數的影響較小，各排風比下局部阻力系數已趨于穩(wěn)定，以排風比50%為例，繪制局部阻力系數隨頂部煙道分岔口位置的變化曲線，結果如圖11所示。

由圖11可以看出，南北線排風比對局部阻力系數有較大的影響。以排煙道分岔口與排風口距離10 m為例，頂部煙道分岔口位置不變時，當北線煙道排風比為40%、南線煙道排風比為60%時，局部阻力系數ζAD較小，為1.58，局部阻力系數ζAC較大，為9.01；當南、北線煙道排風比均為50%時，局部阻力系數ζAD為3.47，局部阻力系數ζAC為4.67；當北線煙道排風比為60%、南線煙道排風比為40%時，局部阻力系數ζAD較大，為8.08，局部阻力系數ζAC較小，為2.61。由于南北煙道排風比不同，造成較大排風比與較小排風比煙道的局部阻力系數ζAC與ζAD相差懸殊，不利于提高運營通風的效率。因此，建議南北煙道排風比盡量相等。

當南北煙道排風比相等時，隨著頂部煙道分岔口與排風口間距的增大，局部阻力系數ζAC先減小后增大，但變化量較小。頂部煙道分岔口與排風口的間距為10 m和20 m時，局部阻力系數ζAC、ζAD較小，而另外2種間距下則較大。

對各工況下風道內的速度分布情況進行分析。以南北線煙道排風比均為50%為例，各工況下隧道縱向(X=0 m)斷面、聯絡煙道縱向(Z=300 m)斷面、排風口高度處(Y=7 m)斷面速度云圖及速度流線如圖12所示。

(a) A-A斷面至C-C斷面局部阻力系數ζAC

(b) A-A斷面至D-D斷面局部阻力系數ζAD

由圖12可知: 1)當排風口剛好位于頂部煙道分岔口處時，排風口附近流場較復雜，整個排風口風速較大，進入北線排煙道后風速存在明顯的突變，排風口與風閥之間存在渦流，使得局部阻力系數較大； 2)當頂部煙道分岔口距離排風口10 m時，排風口與風閥之間仍存在渦流，但排風口靠近出口段一側速度較大，分流進入排煙道后，一部分風流被迅速吸入聯絡通道，另一部分沿著北線煙道繼續(xù)流動，這種情況下局部阻力系數要小于排風口位于頂部煙道分岔口處時的局部阻力系數； 3)當頂部煙道分岔口距離排風口20 m處時，風流流動規(guī)律與頂部煙道分岔口距離排風口10 m時相似，但整體流場較穩(wěn)定，風速無明顯突變，局部阻力系數大小與10 m工況相當； 4)當頂部煙道分岔口距離排風口30 m處時，流場比較穩(wěn)定，但排風口至出口方向形成一個長約5 m的渦流，使得該處風速分布不均，排煙道橫斷面兩側速度較大，中間風速很小，使得該工況下局部阻力系數增大，大于距離排風口20 m工況下的局部阻力系數。因此，排風口與排煙道分岔口的距離推薦取20 m左右。

(a) 工況Ⅰ

(b) 工況Ⅱ

(c) 工況Ⅲ

(d) 工況Ⅳ

4 結論與展望

針對青島第二海底隧道采用不設海中豎井、利用排煙道輔助排煙的新型運營通風方案，利用CFD軟件Fluent研究不同排風口形式、面積、風閥位置及頂部煙道分岔口位置對局部阻力系數的影響，得到如下結論。

1)隨著排風口面積增大，局部阻力系數逐漸減?。划斆娣e增大到一定值時，繼續(xù)增大排風口面積局部阻力系數不再減小。因此，適當增大排風口面積可減小局部阻力系數，但面積過大時局部阻力系數減小并不明顯，建議排風口面積取45 m2左右。

2)隨著風閥與頂部排風口距離的增大，局部阻力系數減小，建議風閥與排風口的距離取10 m左右。

3)新型通風方案下，頂部煙道分岔口與排風口距離宜取10～20 m；對于排煙道排風比，只有當南、北線排煙道排風比均為50%時，南、北煙道局部阻力系數較小且差值最小，得出了南北煙道排風量應相等的結論。

對于青島第二海底隧道水中不設豎井、利用排煙道輔助運營通風的方案，排風口的參數選取對運營通風設計、降低能耗起到關鍵作用。本文雖進行了不同排風口形式、面積、風閥位置及頂部煙道分岔口位置對局部阻力系數的影響研究，得出了排風口面積、風閥位置及頂部煙道分岔口位置的推薦值，但全文以局部阻力系數變化規(guī)律為主，尚未考慮通風整體阻力的影響，也未進一步對通風方案進行適當優(yōu)化，例如： 在排風口處設置弧形板以減少通風阻力等。今后將進一步圍繞上述不足開展研究。