綜合管廊電纜橋架火災(zāi)的溫度場分布特性

黃萍， 秦亮， 余龍星， 陳珊娜， 林煜垚， 黃璐妍

(福州大學(xué)環(huán)境與資源學(xué)院， 福建 福州 350108)

0 引言

作為城市“生命線”的地下綜合管廊是包含一個或多個設(shè)施的隧道空間， 在提高城市綜合運載能力和保障民生基本需求上具有重要作用. 但由于管廊內(nèi)設(shè)有電力艙室， 當(dāng)電纜發(fā)生火災(zāi)時， 不僅會對管廊設(shè)施造成破壞， 還會對城市的正常運行產(chǎn)生影響， 造成巨大的經(jīng)濟損失[1-2]. 例如， 2012年， 在廣東省東莞市某綜合管廊內(nèi)發(fā)生的電纜火災(zāi)所導(dǎo)致的爆炸事故， 造成的經(jīng)濟損失慘重； 2016年發(fā)生在重慶市的某綜合管廊電纜火災(zāi)事故則造成了周邊街道的大面積停電.

許多學(xué)者通過實驗研究和數(shù)值模擬， 對特定受限空間場景下的電纜橋架火災(zāi)特性及煙氣溫度場分布進(jìn)行了較為深入的探索. 實驗研究方面： 唐凱旋[3]基于二氧化碳生成原理和氧氣消耗原理， 建立用于預(yù)測發(fā)生在通風(fēng)受限空間中電纜火災(zāi)熱釋放速率的模型； 陶海軍等[4]在1∶3.6的小尺寸管廊模型中分別對電纜火災(zāi)產(chǎn)生的縱向、 豎向和橫截面弧度溫度場進(jìn)行分析， 結(jié)果發(fā)現(xiàn), 煙溫會在火源位置與水平方向的夾角大于45°處發(fā)生大幅度的升高； Beji等[5]利用視頻火災(zāi)分析技術(shù)對電纜橋架火災(zāi)中的火焰蔓延進(jìn)行實時監(jiān)測， 并測出整個過程的熱釋放速率分布； Huang等[6]通過對比電纜松散布置和緊密布置的實驗結(jié)果， 發(fā)現(xiàn)這兩種布置方式在燃燒和火焰蔓延特性上的差異， 即松散排布的電纜更利于火焰的向上傳播， 而緊密排布的電纜則更利于火焰的水平蔓延； Zavaleta等[7]通過實驗發(fā)現(xiàn), 相比于完全開放的場景， 密閉和機械通風(fēng)條件會減緩電纜橋架火災(zāi)的質(zhì)量損失速率和熱釋放速率； Huang等[8]采用一種考慮煙流界面高度影響的非穩(wěn)態(tài)能量平衡模型， 對由電纜橋架火災(zāi)造成的封閉室內(nèi)溫度進(jìn)行估算. 數(shù)值模擬方面： 韋巖[9]利用FDS軟件模擬全尺寸綜合管廊不同的斷面形狀對排煙及其煙溫分布的影響， 得出較小的斷面高寬比有利于提高排煙效率的結(jié)論； 安偉光等[10]運用FDS軟件研究T型構(gòu)造的綜合管廊電纜火災(zāi)火蔓延情況， 并對火源處于不同位置時的溫度變化進(jìn)行分析； 李政等[11]通過FDS數(shù)值模擬探究有無防火隔板對電纜火的蔓延影響， 并分析了溫度場分布情況.

綜上所述， 目前對于受限空間電纜橋架火災(zāi)的研究多集中在火焰燃燒及蔓延特性、 煙流特性和簡單的溫度場分析， 且全尺寸模型實驗多采用數(shù)值模擬的方式. 基于此， 本研究搭建截面尺寸為1∶1的綜合管廊電力艙實驗平臺， 重點研究電纜橋架火災(zāi)造成的受限空間溫度場分布， 包括煙溫的垂直分布規(guī)律、 頂棚縱向煙溫變化規(guī)律以及建立頂棚最大溫升預(yù)測模型， 以期為綜合管廊電纜火災(zāi)防護提供基礎(chǔ)依據(jù).

1 綜合管廊電纜火災(zāi)實驗

1.1 實驗平臺

本次實驗的綜合管廊電力艙模型的墻體采用混凝土制成， 頂棚則由防火板和鋼板組成， 總長度為15 m， 內(nèi)部空間的凈寬和凈高分別為2.6和2.9 m， 模型的截面尺寸符合文獻(xiàn)[12]的相關(guān)規(guī)定. 管廊的一端口被防火板完全密封(封堵端)， 而另一端口則保持敞開狀態(tài)(貫通端)， 如圖1所示.

圖1 綜合管廊模型Fig.1 Utility tunnel model

1.2 內(nèi)部場景布置

管廊內(nèi)部實驗場景如圖2所示， 一個等層間距的三層電纜橋架模型, 截面尺寸設(shè)計符合文獻(xiàn)[13]的相關(guān)規(guī)定， 橋架距側(cè)壁0.05 m. 一個油盤放置在第一層橋架下方0.2 m處的正中位置， 作為實驗用的點火源. 一臺電子天平放于橋架下方， 用于記錄燃燒過程中電纜的質(zhì)量損失(對質(zhì)量損失隨時間變化曲線求一階導(dǎo)可得出質(zhì)量損失速率). 實驗過程中放置兩臺攝像機， 位于橋架正面的攝像機用于記錄火災(zāi)的發(fā)展過程， 位于橋架側(cè)面的攝像機用于截取火焰高度圖像， 通過二值圖像法可得到油池火源穩(wěn)定燃燒時的平均火焰高度(Lf)， 及電纜橋架火災(zāi)的火焰高度， 如圖3所示. 熱電偶布置見圖4所示， 一根用于記錄垂直溫度場的熱電偶樹放置于離橋架2 m處， 熱電偶樹上共裝有19個K型熱電偶， 從上至下依次被命名為T1～T19； 電纜橋架上方的頂棚處(距頂棚0.04 m)設(shè)有13個以火源為中心沿管廊縱向?qū)ΨQ排布的熱電偶(T20～T32)， 其中T26位于火源中心位置正上方.

圖2 管廊內(nèi)部實驗布置Fig.2 Internal experiment layout of utility tunnel

圖4 熱電偶布置 (單位： m)Fig.4 Thermocouple arrangement (unit: m)

1.3 油池火源

通過對文獻(xiàn)[5-8]中的電纜橋架火災(zāi)實驗火源設(shè)置方式進(jìn)行總結(jié)后， 采用4個深度均為10 cm的方形油盤作為點火源， 內(nèi)裝有純度為97.5%的正庚烷(燃燒熱為44 560 kJ·kg-1； 燃燒效率為0.92)液體燃料. 火源功率的計算公式如下式， 火源基本參數(shù)見表1所示.

表1 火源基本參數(shù)

Q=η·m′·ΔH

(1)

式中：Q為火源功率， kW；η為燃料的燃燒效率；m′為燃料的平均質(zhì)量損失速率， kg·s-1； ΔH為燃料的燃燒熱， kJ·kg-1.

1.4 電纜燃燒熱測定

實驗中所用的電纜為綜合管廊電力艙常用的型號為YJV 3-16 (10 kV)電纜， 其燃燒熱采用錐形量熱儀進(jìn)行測定. 把電纜樣品按規(guī)定要求制備好， 并用鋁箔紙包裹好放入測試臺中， 設(shè)定熱輻射強度為35 kW·m-2[14]， 實驗重復(fù)兩次， 樣品質(zhì)量(m)和單位面積熱釋放速率(q)隨時間(t)的變化見圖5.

圖5 電纜樣品質(zhì)量和單位面積熱釋放速率的變化曲線圖Fig.5 Shows the variation curves of cable sample mass and heat release rate per unit area

電纜燃燒熱的計算見下式[15]. 兩次實驗計算出的有效燃燒熱分別為11.81和14.73 kJ·g-1， 因此取它們的平均值13.27 kJ·g-1作為電纜的平均有效燃燒熱.

(2)

式中：eEHC為電纜的平均有效燃燒熱， kJ·g-1；S為試樣表面積， m2；q為試樣每單位面積的熱釋放速率， kW·m-2；mTML為試樣的質(zhì)量總損失， g.

1.5 實驗工況設(shè)計

實驗共設(shè)計9個工況， 每個工況的電纜層數(shù)(N)和數(shù)量(n)均不同， 見表2所示. 每層橋架鋪設(shè)7根電纜， 且考慮了最不利情況， 電纜排布均采用有助于火焰快速向上傳播的松散布置形式[6].

表2 設(shè)計工況

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 垂直溫度場分布

電纜橋架火災(zāi)產(chǎn)生的大量熱煙氣在浮力的作用下上升至頂棚形成頂棚射流， 并向兩側(cè)擴散. 煙氣在擴散的過程中由于受壁面冷卻及對周圍冷空氣的卷吸效應(yīng)， 使得熱煙氣逐漸發(fā)生沉降. 圖6為不同工況下管廊不同高度處的溫度(θ)隨時間(t)的變化圖， 其也證實了煙氣沉降所造成的溫度分層現(xiàn)象， 因此， 電纜橋架火災(zāi)可將周圍垂直空間熱環(huán)境分為3層： 第一層為頂棚射流層, 第二層為中間熱煙氣過渡層, 第三層為底部冷空氣層. 通過熱電偶樹法可有效區(qū)分層與層之間的分界點， 基于圖6可判斷出， 頂棚射流層與中間熱煙氣過渡層的分界點位于熱電偶T4～T5之間， 即距頂棚0.20～0.25 m之間； 中間熱煙氣過渡層與底部冷空氣層的分界點位于T12～T13之間， 即距頂棚0.70～0.80 m之間.

圖6 不同垂直高度處的溫度變化圖Fig.6 Temperature variations at different vertical heights

2.2 頂棚縱向溫度分布

不同工況下的頂棚縱向溫度分布如圖7所示(測點與熱電偶T26之間的距離x為負(fù)值時表示其位于封堵側(cè)；x為正值時則位于貫通側(cè))， 可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)熱電偶測點與火源較近時， 縱向溫度的對稱分布情況良好， 而當(dāng)測點遠(yuǎn)離火源時， 貫通端的溫度明顯高于封堵端. 這是因為近火源處受外界環(huán)境的影響較小， 作為遠(yuǎn)火源處， 擴散的高溫?zé)煔鈨?yōu)先向貫通口排出； 另外， 封堵端口會對上下游的煙氣流動行為產(chǎn)生巨大影響， 當(dāng)擴散的熱煙氣流和周圍新鮮空氣混合后受封堵面的限制而撞擊墻體形成回流時， 熱煙氣層將變厚， 同時它們之間的剪切運動也會發(fā)生改變， 使得端墻附近的煙氣損失更多熱量， 最終導(dǎo)致其頂棚縱向溫度衰減相比于貫通側(cè)更快， 即與火源等距離時封堵一側(cè)的溫度更低. 根據(jù)Zhao等[16]的研究， 圖8為對頂棚縱向溫度的無量綱化處理結(jié)果， 在對不同工況下的所有數(shù)據(jù)進(jìn)行并置擬合后， 得到如下兩個溫度衰減預(yù)測模型.

圖7 頂棚溫度縱向分布Fig.7 Longitudinal distribution of ceiling temperature

圖8 頂棚無量綱溫度的縱向分布Fig.8 Nondimensional longitudinal temperature distribution below the ceiling

封堵側(cè)：

(3)

貫通側(cè)：

(4)

式中：x為測點與熱電偶T26之間的距離， m； Δθ為在距離x位置處的平均溫升， ℃； Δθ0為火源中心正上方處(熱電偶T26)的頂棚溫升， ℃.

2.3 頂棚最大溫升預(yù)測模型

圖9 火源功率與頂棚最大溫升的關(guān)系Fig.9 Relationship between fire power and maximum excess ceiling temperature

通過對相關(guān)文獻(xiàn)的查閱， 尚未發(fā)現(xiàn)存在關(guān)于水平電纜橋架火災(zāi)造成的受限空間頂棚最大溫升的預(yù)測模型. 但在交通隧道火災(zāi)中， 對于頂棚最大溫度的研究理論較為成熟. Li等[17]在自然通風(fēng)情況下提出較為經(jīng)典的頂棚最大溫升預(yù)測模型， 如下式：

(5)

式中： Δθmax為交通隧道火災(zāi)引起的頂棚最大溫升， ℃；Q為火源功率， kW；Hef為有效隧道高度， m.

圖10 油池火與電纜橋架火災(zāi)對比示意圖Fig.10 Comparison between oil pool fire and cable tray fire

(6)

(7)

表3 電纜橋架火災(zāi)實驗數(shù)據(jù)

圖11為油池火源和電纜橋架火災(zāi)分別造成的頂棚溫度變化理想趨勢圖. 從圖11分析可知電纜橋架火災(zāi)造成的頂棚最大溫度由兩部分組成， 分別為電纜燃燒導(dǎo)致的頂棚最高溫度和單獨的油池火產(chǎn)生的頂棚最高溫度. 通過改進(jìn)式(5)獲得的頂棚最大溫升預(yù)測模型見下式(Hef在此次實驗中的取值為2.6 m).

圖11 頂棚溫度趨勢圖Fig.11 Ceiling temperature trend chart

(8)

圖12為實驗測量值與通過公式(8)計算得到的預(yù)測值之間的比較， 不同工況下的預(yù)測誤差(ε)見表4， 可發(fā)現(xiàn)公式(8)具有較好的預(yù)測效果， 對多個工況的預(yù)測誤差都能維持在37%以內(nèi)， 其中最小的預(yù)測誤差為14.73%.

圖12 測量值與預(yù)測值的比較Fig.12 Comparison of measured and predicted values

表4 不同工況的模型預(yù)測誤差分析

3 結(jié)語

1) 由煙氣沉降造成的垂直溫度場可劃分為頂棚射流層、 中間熱煙氣過渡層和底部冷空氣層， 通過熱電偶樹法可有效區(qū)分層與層之間的分界點.

2) 管廊封堵端口影響著上下游的煙氣流動行為， 導(dǎo)致封堵側(cè)的頂棚縱向溫度衰減相較于貫通側(cè)更快； 通過對頂棚溫度進(jìn)行無量綱化處理， 分別得到封堵側(cè)和貫通側(cè)的頂棚煙溫縱向衰減模型.

3) 火源功率較小的電纜橋架火災(zāi)形成的弱羽流頂棚射流， 火源功率與頂棚最大溫升滿足線性關(guān)系； 通過建立頂棚最大溫升預(yù)測模型， 發(fā)現(xiàn)模型的預(yù)測效果較好， 實驗值與預(yù)測值之間的誤差在均能維持在37%以內(nèi)， 其中最小的預(yù)測誤差為14.73%.