0 引 言
在隧道中，车辆和各类构筑物均能对隧道产生阻塞作用，从而影响隧道风流结构。 关于阻塞作用对隧道火灾的影响研究主要集中在车辆障碍物对烟气扩散规律和最高顶棚温度模型等方面，LI 等［1］通过模型试验研究了隧道内车辆障碍物对最高顶棚温度的影响；HU 等［2］提出了考虑障碍物与火源位置的距离的最高顶棚温度模型；TANG 等［3］进一步研究了障碍物与火源位置相邻情况下的最高顶棚温度变化规律；刘方等［4］通过研究横截面系数对最高顶棚温度的影响，对Kurioka 模型进行了验证，发现Kurioka 提出的最高顶棚温度模型对于横截面系数≥1的地铁区间隧道较为适用，对于断面系数＜1的工况适用性不强；杨宇轩等［5］开展了含坡度隧道车辆阻塞下的全尺寸火灾试验研究，揭示了车辆阻塞条件下含坡度隧道的火灾烟气特性和运移扩散规律。 TIAN 等［6］则研究了顶棚障碍物对隧道火灾烟气控制临界风速的影响，并基于虚拟火源提出了临界风速模型。 风门是地下空间中最重要的构筑物之一，风门的开闭模式可以改变隧道截面的阻塞比，从而达到隔绝隧道或限制通过隧道的风量的目的，确保需风地点的风量要求［7-9］。 关于风门调节的研究主要集中于对于通风网络风量调节、防治瓦斯突出等灾害方面［10-12］，火风压和节流效应也是目前的研究重点［13-15］。 通过风门调节改变隧道阻塞比研究隧道火灾危险性的研究较少，王凯等［16-17］通过FDS 模拟研究了远程控制风门的开闭对于隧道网络火灾烟气蔓延的影响。 笔者基于调节风门的开闭模式来改变起火隧道的阻塞比，通过全尺寸试验分析不同工况下的风流结构和火灾危险性，提出通过改变风门的模式控制隧道火灾烟气扩散的有效方法。
1 试验方法
1.1 试验概况
试验在某试验基地火灾试验区完成。 隧道通风网络如图1 所示，通过轴流风机排风调节通风网络风量，轴流风机额定风量为27.0 m3/s。 进入火灾试验区的风量可通过1 号风门和2 号风门调节，1号风门和2 号风门均为调节风门，其中1 号风门为双向无压风门，2 号风门为双扇普通风门，2 号风门上设有风窗A、风窗B，通过控制风门和风窗的开闭可以调节进入火灾试验区的风量。 火灾试验区试验段隧道直线长度为32.0 m，上半部分为直径3.2 m 的半圆形，下半部分为长3.2 m，高1.6 m的矩形，不同火源功率条件下试验如图2 所示。通过对火灾试验区隧道温度场的测量，研究了不同火源功率下，风门调节对隧道火灾烟气扩散的影响。
图1 隧道通风网络
Fig.1 Tunnel ventilation network
1.2 试验工况
试验共设置18 种工况，具体工况见表1。 每种工况至少重复3 次试验以确保试验数据的稳定性。 试验使用甲醇作为燃料，通过改变底面积为0.5 m2的铸铁油盘的个数来改变火源功率，甲醇燃料的初始厚度为2 cm，油盘上边缘距隧道地面高度为0.25 m，火源点位于距离2 号风门5.9 m 处，试验现场如图2 所示。 1 号风门和2 号风门的位置如图1 所示，其中1 号风门的开启方式为开启和关闭2 种，2 号风门的开启方式分为关闭，开启，风窗A 开启、B 开启，风窗A 开启、风窗B 关闭等4种模式，如图3 所示。
图2 试验现场
Fig.2 Experiment scenes
表1 隧道火灾试验工况
Table 1 Cases of experiments for tunnel fire
工况 火源功率/MW风门开闭 2 号风门开闭阻塞比1 号2 号风窗A 风窗B 10.25开关关关1.000 20.25开开——0.541 30.25关开——0.541 40.25开关开开0.845 50.25关关开开0.845 60.25关关开关0.923 70.50开关关关1.000 80.50开开——0.541 90.50关开——0.541 100.50开关开开0.845 110.50关关开开0.845 120.50关关开关0.923 131.00开关关关1.000 141.00开开——0.541 151.00关开——0.541 161.00开关开开0.845 171.00关关开开0.845 181.00关关开关0.923
图3 2 号风门的开闭方式
Fig.3 Open/close modes for No.2 air door
1.3 试验测点布置
试验中对温度和风速2 个特性参数进行了测量。 关于温度测量，采用直径1 mm 的K 型铠装热电偶对火源附近温度较高区域温度进行了实时监测，测量火源区域温度，使用NI SCXI-1000 数据记录仪对热电偶数据进行采集，测点布置如图4、图5a所示。 在远离火源区域，采用一线总线分布式测温系统测试隧道中心面纵向温度分布，测点布置如图4、图5b 所示。
图4 温度测点布置
Fig.4 Planform of temperature measurement points
图5 温度测点布置截面
Fig.5 Sectional diagram of temperature measurement points
关于风速测量，一方面，为了获得更加稳定、准确的隧道截面风速，在试验前，对隧道各断面风速进行测量，试验采用加野多通道风速仪。 如图6 所示，将隧道截面平均分割为0.6 m×0.6 m 网格，采用23支风速探头对隧道断面风速实时测量，采集频率为1 Hz，采集2 min，在火灾试验区隧道内截面风速的测试间隔为1.5 m，如图7 所示。 另一方面，在试验过程中，对于2 号风门的入口风速进行了实时测量，测点如图3 所示。 风速值均为风速探头记录数据的平均值。
图6 风速测点布置截面
Fig.6 Sectional diagram of air speed measurement points
图7 风速测试截面
Fig.7 Planform of air speed measurement points
2 试验结果与讨论
2.1 隧道风流结构
2.1.1 隧道风速分布
风门的调节方式决定了进入火灾试验区的风量。 各工况下通过2 号风门的平均风速以及根据平均风速计算的风量，如图8 所示。 当1 号风门开启和2 号风门2 个风窗同时开启时，通过风门的平均风速最小，而当1 号风门开启条件下2 号风门仅开启风窗A 和风窗B 工况下，进入火灾试验区的风量最小。 当1 号风门关闭而2 号风门开启工况下，进入火灾试验区的风量最大，达到20.73 m3/s。 当1号风门关闭而2 号风门仅开启风窗A 工况下，通过风窗A 的局部风速最大，达到14.44 m/s，但由于通风面积较小，因此进入火灾试验区的风量较小。
图8 各工况下通过2 号风门的风速、风量
Fig.8 Air speed and air quantity for No.2 air door
对于火源横截面和隧道中心线竖直截面风速分布以工况2 和工况6 为例，火源横截面风速分布和隧道中心线竖直截面风速分布如图9、图10 所示。
图9 火源横截面风速分布
Fig.9 Air speed profile of fire source cross section
在火源横截面上，以火源为中心，火源右侧距火源距离为正，左侧为负。 结合图9 和图10 可知，工况2 中，火源横截面距离2 号风门5.9 m，在横截面上风速较为对称，且在竖直方向存在显著的梯度分布，通风风流在距离2 号风门22 m 以后，断面风速基本趋于稳定，风速为0.93 ～1.16 m/s。 对于工况6，在2 号风门仅开启风窗B 条件下，由于只开启一扇风窗，火源横截面风流结构相对于隧道中心线不对称，隧道中心面纵向风速分布也较为紊乱，且无明显稳定截面。
图10 隧道中心线竖直截面风速分布
Fig.10 Air speed profile of vertical section along tunnel centerline
2.1.2 隧道风量衰减模型
结合图1 和图8 可知，当1 号风门关闭时，乏风风流只从2 号风门通过后经由通风口排出。 工况3、工况5 和工况6 通过2 号风门的风量分别为20.73、16.75 和10.23 m3/s，上述工况对应的阻塞比为0.541、0.845 和0.923。
由此可知，随着阻塞比增大，隧道风流在受到风门的局部阻力影响下，风量不断衰减。 考虑临界条件，当阻塞比为1 时，风流无法通过，则风量为0。风量随阻塞比的衰减如图11 所示，通过数据拟合可以得到风量随阻塞比的衰减模型为
式中：V 为风量，m3/s；r 为阻塞比。
图11 风量衰减模型
Fig.11 Air flow attenuation model
通过衰减模型可以计算，当阻塞比为0 时，隧道风量为21.2 m3/s，而隧道风量轴流风机的额定风量27 m3/s，则风量在沿程阻力作用下损失的风量为5.8 m3/s。 综上所述，该模型可根据隧道阻塞比的变化预测隧道阻塞作用下的风量损失，同时可以计算沿程阻力损失的风量。
2.2 隧道温度分布
对于隧道温度分布，最高拱顶温度和人眼高度处温度是判别火灾危险性的重要指标，研究中的试验隧道衬砌为钢筋混凝土结构，研究表明［18］，当钢筋混凝土在高于200 ℃温度下持续7 min 后，内衬钢筋即开始破坏。 人体对高温烟气的忍耐是有限的，大量研究表明［19-20］，65 ℃为人体可短时间呼吸的极限烟气温度。 若隧道初始温度记为常温20 ℃，则最高拱顶处和人眼高度处的临界温升分别为180 ℃和45 ℃。 温升高于临界温升则具有较高危险性。 温度取值均为稳定燃烧阶段温度的平均值。
2.2.1 自然通风工况
1）隧道纵向拱顶温升。 工况1、工况7 和工况13 分别表示不同热释放速率下2 号风门关闭的工况，此3 种工况下，由于2 号风门关闭，风流无法进入火灾试验区，形成了独头结构。 图12 为此3 种工况下隧道纵向拱顶温度的温升，以火源为中心。
以通风方向为正方向，火源上风向至火源距离为负，火源下风向至火源距离为正。 当火源功率为0.50、1.00 MW 时，隧道拱顶温升高于180 ℃，根据拱顶温度衰减趋势可以看出，当火源功率为0.50 MW时，火源下风向0.5 m 范围内隧道拱顶温升高于180℃，当火源功率为1.00 MW 时，该范围为2 m。 此外，由于2 号风门关闭，隧道一端形成堵头结构，因此火源燃烧释放的热量会沿火源上风向大量蓄积，从图12 可以看出，关于火源对称的拱顶温度测点上风向温度明显高于下风向温度。 因此，当火灾区域无通风作用，则火灾烟气在火羽流作用下迅速向隧道拱顶浮动，通过对流换热使得拱顶温度急剧升高，对于隧道结构的稳定性具有巨大的破坏作用。
图12 自然通风条件下隧道纵向拱顶温升
Fig.12 Excess ceiling temperature along tunnel under natural ventilation
2）隧道中心面纵向温升分布。 此3 种工况下隧道中心面纵向温度分布如图13 所示，随着火源增大，隧道温度场温升显著增加；对于人眼高度处（1.8 m高度）温升，当火源功率为1 .00 MW 时，人眼高度处温升在沿隧道纵向方向为45 ℃左右，对于人员逃生具有较高的危险性。
图13 自然通风条件下隧道中心面纵向温升分布
Fig.13 Excess temperature profile of vertical sectionalong tunnel centerline under natural ventilations
综合上述，2 个特征温度的温升情况可以看出，当火源功率高于1.00 MW 时，无论是隧道拱顶还是人眼高度处温度均高于危险温度。 因此对于功率大于1.00 MW 的火灾，隧道内的火灾危险性较高，对火灾区域进行机械通风对于降低火灾危险性尤为必要。
2.2.2 机械通风工况
根据试验数据对比发现，对于不同功率火灾，在风门的不同调节模式下其温度变化趋势基本相同，且火源功率1.00 MW 时火灾危险性最大，因此笔者选取火源功率为1.00 MW 的甲醇池火各工况分析机械通风条件下隧道纵向拱顶温升及隧道中心面纵向温升分布。
1）隧道纵向拱顶温升。 机械通风条件下隧道纵向拱顶温升（图14），可以看出，对于火源功率1.00 MW火灾，在机械通风作用下，各工况拱顶温升均低于180 ℃，说明机械通风对于降低隧道拱顶温度具有显著效果。 对于通风对称的工况（工况14—工况17），火源下风向拱顶温度沿纵向方向先增高后降低，这是由于通风作用产生的切向力与火焰向上的浮升力共同作用使得火焰向下风向偏转，作用在火焰上的风速越大，向下风向偏转角度越大，最高拱顶温度位置距离火源距离越远，这与Kurioka 模型［21］是一致的。 从隧道拱顶温度的蔓延规律可以看出，拱顶温度随纵向距离增大逐渐降低，在距火源17 m 前降温梯度逐渐减小，在距火源17 m 后降温梯度逐渐增大，这是由于拱顶风速的不稳定造成的，由图10 可知，隧道截面风速在距离2 号风门22 m 后基本趋于一致，而在22 m 之前，隧道拱顶风速则是沿纵向方向不断上升，在22 m 后达到最大，因此，风速越大，通风作用对于烟气的降温作用越明显，因此在隧道拱顶风速达到最大值后，隧道拱顶温度下降梯度增大。对于工况18，由于通风风流不对称，在纵向方向上，拱顶温度几乎保持恒定，且对于拱顶的降温效果较好。
图14 机械通风条件下隧道纵向拱顶温升
Fig.14 Excess ceiling temperature alongtunnel under mechanical ventilations
图15 机械通风条件下隧道中心面纵向温度分布（1.00 MW）
Fig.15 Excess temperature profile of vertical section along tunnel centerline under mechanical ventilations （1 .00 MW）
2）隧道中心面纵向温升分布。 机械通风对于隧道中心面温度分布的影响（图15），对于通风风流对称的工况（工况14—工况17），隧道中心面纵向温度场在竖直方向上存在较为稳定分层，维持了较好的层化结构，但对于通风风流不对称的工况（工况18），隧道中心面纵向温度场呈现了完全不同的温度结构，这与不对称风流的不稳定性有关。 从图中可以看出，当1 号风门关闭，2 号风门开启时（工况15），该工况下进入火灾试验区的风量最大，通风作用对于隧道的降温效果最佳。 而当1 号风门开启，2号风门开启风窗A 和风窗B 时（工况16），该工况下进入火灾试验区的风量最小，人眼高度处温升超过55 ℃，远高于临界温升，工况14（1 号风门开启，2 号风门开启）同样存在人眼高度处温升超过45 ℃的情况，上述2 种工况下人眼高度处温升甚至超过自然通风工况，这对于人员逃生是极为危险的。这是由于纵向风流虽然在一定程度上降低了隧道温度场温度，但可能对热烟气层的稳定性造成一定程度的破坏，且由于通风切向力的作用，热烟气向下风向偏转，使得隧道下部温度升高，当热烟气对于人眼高度处的加热作用高于通风的散热作用时，人眼高度处温度会升高，因此提供更大的风量对于冷却隧道温度场尤为重要。
综合上述，2 个特征温度的温升情况可以看出，通风作用对于降低拱顶温度效果显著；局部风速对于隧道温度场影响较小，当风量足够大时，对于隧道温度场的降温效果最优，一旦风量不足，通风作用下的风流强制对流作用无法有效冷却向下风向偏转的热烟气时，极易引起人眼高度处温度升高，不利于人员逃生与救援。 因此在实际隧道火灾中，通过调节风门开闭模式，使得通过火灾试验区的风量达到最大能够有效的降低隧道危险性。 同时，当进入火灾区域的风流不对称时，易造成隧道风流结构以及温度场不稳定，该模式不利于提高隧道的安全性。
3 结 论
1）风门调节可以有效控制进入隧道的风速和风量，对称风流通过风门后，经过一段距离（22 m）的整流作用后在隧道截面上风速逐渐趋于均匀。 隧道通风沿程阻力损失随阻塞比的增大不断增大，通过试验数据拟合获得了考虑隧道阻塞比的隧道风量衰减模型，该模型可根据隧道阻塞比的变化预测隧道阻塞作用下的风量损失，同时可以计算沿程阻力损失的风量。
2）在自然通风条件下，当火源功率大于0.50 MW 时，火灾烟气在火羽流作用下迅速向隧道拱顶浮动，拱顶温度急剧升高对于隧道结构的稳定性具有巨大的破坏作用。 通风作用对于降低隧道拱顶温度和降低隧道温度场温度具有显著效果，但通风风量较小时，通风作用易引起人眼高度处温度升高，不利于人员逃生与救援。
3）对于隧道火灾，局部风速的提高对于降低火灾危险性效果不显著，通过调节风门减小使得经过起火区域风量最大有助于提高隧道的安全性；不对称风流易造成风流结构的紊乱，使得隧道烟气温度分布不稳定。
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