隧道半徑對地鐵列車火災煙氣蔓延特性影響研究

周丹，唐子童，胡天恩，陳濤

(中南大學 交通運輸工程學院，軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075)

地鐵作為一種快速便捷的地下公共交通工具，在緩解城市交通壓力上扮演著重要的角色。但地鐵給人們帶來便利的同時，安全問題也愈發凸顯，其中地鐵火災是造成人員傷亡和財產損失最嚴重的災害類型[1]。以下列出了部分國內外重大地鐵火災事故及其傷亡損失情況：1995 年10 月阿塞拜疆巴庫地鐵機車電路故障導致289 人死亡，265 人受傷；2005 年8 月法國巴黎列車起火導致19 人煙氣中毒；2010年3月俄羅斯莫斯科地鐵車廂爆炸造成41 人死亡，多人受傷；2017 年2 月中國香港地鐵惡意縱火事故導致4人死亡，17人燒傷。地鐵列車在隧道內發生火災之所以造成災難性的傷亡，是因為隧道空間狹窄，短時間內燃燒產生的大量高溫煙氣將迅速蔓延，這將對人體造成嚴重的損害[2-3]。受用地條件等因素的制約，許多地鐵隧道存在一定的曲率。相比直線隧道，曲線隧道內列車發生火災時，隧道壁面對煙氣蔓延的阻礙增大，從而導致曲線隧道內煙氣蔓延規律更加復雜。因此，有必要開展對曲線隧道列車火災煙氣擴散規律的研究，為進一步合理控制煙氣流動、減少火災事故下的人員傷亡提供理論依據。鑒于隧道火災造成的難以估量的損失，國內外學者對隧道內煙氣蔓延特性進行了大量研究，煙氣逆流現象則是其中的重要研究課題之一。HU 等[4]認為當火羽流碰撞區域的煙氣浮力驅動力等于其慣性力時，逆流煙氣可以停止在直線隧道中傳播。LI等[5]根據實驗測試和理論分析結果得出無量綱煙氣逆流長度與無量綱熱釋放速率以及縱向通風速度有關。CHEN 等[6]研究了頂棚抽氣口與火源距離對隧道頂棚下熱浮力驅動的煙氣逆流長度的影響。WENG等[7]用FDS 軟件研究了9 種不同截面形狀的地鐵隧道煙氣逆流長度，并通過量綱分析的方法推導出煙氣逆流長度和臨界速度的量綱表達式。朱凱等[8]通過理論分析、縮比試驗以及數值模擬相結合的方法，發現坡度隧道有列車存在時煙氣逆流長度比隧道內無阻塞時要小。鐘委等[9]采用數值模擬方法，研究了豎井自然排煙對隧道煙氣逆流長度的影響。HO 等[10]采用模型實驗和數值模擬相結合的方法，提出了考慮隧道內車輛阻塞比的煙氣逆流長度預測公式。由研究背景所述，現在許多隧道都具有一定的曲率。當弧形隧道發生火災時，隧道曲率必定會對煙氣的擴散產生影響。HO 等[11]提出了一個表征煙氣擴散范圍的無量綱量，以此來研究隧道火災下彎曲隧道的曲率對煙氣擴散范圍的影響。LI等[12]通過數值仿真方法，發現曲率與隧道溫度呈負相關，并提出了城市交通地鐵隧道曲率對火災溫度的預測模型。CALIENDO 等[13]建立重型貨車在雙向彎曲隧道中發生火災的數值仿真模型，研究了貨車位置、隧道幾何形狀、縱向通風速度以及交通流的變化對流場溫度、煙氣濃度、人眼可見距離的影響。ZHONG 等[14]利用全尺寸試驗對曲線隧道在3種不同火源功率下的煙氣蔓延特性進行研究，測定了火災不同發展階段煙氣縱向溫升的變化過程以及火源附近的煙氣流動特性。ZHANG 等[15]采用FDS 軟件對轉彎半徑為300 m 至1 000 m 的地鐵曲線隧道進行了數值仿真，通過數值計算數據得到了曲線隧道局部阻力受無量綱轉彎半徑和無量綱通風速度控制。當前國內外對隧道火災的研究大多采用隧道內放置靜態火源的方式[16-18]，但實際地鐵隧道火災通常在列車運行過程中爆發，國內外學者對列車攜帶火源在隧道內減速時的流場進行模擬。其中，郗艷紅等[19]采用滑移網格技術對攜火源運動的地鐵列車過隧道進行了數值模擬，探討了列車行駛速度對隧道內溫度場以及煙氣逆流長度的影響。屈璐等[20]采用CFD 的方法對列車攜火源行駛時隧道內的氣流速度以及列車的安全時速進行了研究，結果表明列車應以盡量低的速度駛向臨近車站進行救援，弱化活塞風效應對周圍煙氣蔓延的加速效果。ZHANG 等[21]運用動網格技術，對不同隧道阻塞比下運動地鐵列車火災的煙氣逆流現象進行了仿真模擬，并得到相應的逆流時間。ZHOU 等[22]基于滑移網格技術，探究了隧道斜率對運動地鐵列車的煙氣輸運規律的影響。綜上所述，國內外學者針對直線隧道中靜止火災煙氣輸運規律進行了大量研究，對于運動著火列車在曲線隧道內迫停后的煙氣蔓延規律的研究并不充分。本文針對曲線隧道內運動地鐵列車火災場景，采用滑移網格技術實現了著火列車在曲線隧道內減速至停車的過程，得到隧道內煙氣速度、溫度和濃度的變化規律。

1 數值計算模型

1.1 幾何模型

以6 編組A 型地鐵列車(頭車+4 節中間車+尾車)為研究對象。如圖1 所示，整車長140 m，寬3 m，高3.8 m，車身橫截面積為9.5 m2。對于隧道列車火災模擬，仿真模型保留了地鐵列車設備艙、轉向架等復雜結構，通過精細化的列車建模減少模型精度對仿真結果的不利影響。

圖1 幾何模型Fig.1 Geometric model

曲線隧道模型如圖2所示，中間隧道長1 000 m，橫斷面積22.4 m2，該隧道兩端的站臺長寬高分別為150，8 和6 m。根據《地鐵設計規范》[23]對隧道線路的要求，建立了曲線半徑R為300，500，700和900 m 的曲線隧道以及直線隧道(R=∞)5 種隧道模型，用以對比隧道曲線半徑對地鐵列車火災煙氣蔓延特性的影響。

圖2 曲線隧道俯視圖Fig.2 Top view of the curve tunnel

1.2 網格劃分

計算網格如圖3所示，考慮到列車阻塞對隧道地鐵列車火災煙氣蔓延的影響，采用精細化的地鐵列車模型，保留風擋、轉向架等部件，列車表面結構復雜，因此列車周圍采用適應性較強的非結構網格對其進行劃分，并對火源周圍空間進行網格加密處理，尺寸在0.08～0.10 m 范圍，保證流場數值求解更加準確。對非滑移區域采用結構化網格進行劃分，整個計算域的網格數為860萬。

圖3 計算域網格Fig.3 Mesh distribution

1.3 邊界條件

邊界條件如圖4所示，隧道兩端的邊界條件分別為壓力入口和壓力出口，列車、站臺及其余隧道表面設為無滑移壁面，考慮火災發生時壁面和列車表面對溫度變化的影響，將隧道和列車的壁面材料分別指定為混凝土和鋁合金，密度分別為2 200 kg/m3和7 850 kg/m3，導熱系數分別為1.2 W/(m ?K)和3 W/(m ?K)，比熱容分別為0.88 kJ/(kg?K)和0.50 kJ/(kg?K)。整個計算域的環境溫度設定為300 K，壓力為101 kPa[24]。

圖4 邊界條件Fig.4 Boundary conditions

1.4 火災場景構建

地鐵列車火災規模與多種因素相關，根據《地鐵設計規范》[23]，地鐵列車起火的火源功率范圍在5～10.5 MW，本文選擇7.5 MW 的火源功率模擬地鐵火災。采用體積熱源模擬地鐵列車起火時熱量和煙氣的釋放，設定火源燃燒釋放的煙氣為CO2。式(1)為煙氣釋放速率計算公式[25]：

式(1)中：Z為煙氣相對隧道地面的高度，m；mc為煙氣的質量流率，kg/s；C1為煙氣釋放速率系數，通常取為0.071；Qc為對流熱通量，kW，通常情況取0.7 倍火源功率。由式(1)計算可得，7.5 MW 的火源功率煙氣釋放速率為27.16 kg/s?；鹪次恢迷O置于頭車底部的設備艙。如圖5所示，列車由靜止狀態以1 m/s2加速度從地鐵站臺駛出，在行駛20 s后達到列車的正常運營速度20 m/s，列車以20 m/s的速度勻速行駛5.9 s 后突發火災，列車立即以1 m/s2的減速度進行減速，經過20 s 后列車最終停在隧道中部。

圖5 移動火源火災場景Fig.5 Moving fire source scene

1.5 測點布置

為監測列車起火后隧道縱向各處煙氣的特征參數，如圖6，在隧道內部布置測點。由于本文運動火源火災最終停車位置位于隧道中部，故以隧道縱向中點為中心，在中心附近200 m內每隔25 m設置一個測點。此范圍之外每隔50 m 設置一個測點。由于靠近火源位置煙氣溫度、濃度的變化速率較大，因此在隧道中心15 m 范圍內，每隔1 m布置一個測點。所有測點設置在距地面4.7 m 高度的隧道中心線上。

圖6 測點布置Fig.6 Measuring point distribution

2 模型驗證

采用WANG 等[26]開展的列車火災動模型實驗數據進行數值計算方法驗證，該試驗在中南大學軌道交通教育部重點實驗室的動模型實驗平臺進行。構建與動模型試驗尺寸相同的幾何模型，列車與隧道均采用1︰10 縮尺寸模型，列車長寬高分別為7.10，0.30和0.38 m，列車行駛速度為60 km/h，隧道和列車橫截面積分別為0.22 m2和0.095 m2。選取動模型試驗中距隧道入口17.7 m，高0.32 m隧道壁面測點的氣流速度和煙氣濃度峰值驗證數值計算方法的準確性。同時，為確保網格劃分方法不影響數值模擬結果，采用3套不同密度的網格進行驗證。

如表1所示，采用測點位置的氣流速度和煙氣濃度峰值驗證數值仿真結果的準確性。u代表測點的縱向流速，V為列車車速，(u/V)max代表測點無量綱流速的最大值。Cc代表測點的煙氣濃度，Cref代表動模型重復性試驗中測點煙氣濃度峰值的平均值。(Cc/Cref)max代表測點中無量綱煙氣濃度的最大值。由表1可知，與動模型試驗結果相比，粗糙網格下的數值模擬結果誤差大于5%，而采用中等網格和精細網格的數值模擬結果誤差均在5%以內。故認為中等網格和精細網格下的數值仿真結果能夠準確地顯示列車攜火源運行時的流場狀態，出于計算成本和計算時間的考慮，選擇中等網格劃分方法進行后續的數值模擬研究。

表1 動模型試驗與數值仿真結果對比Table 1 Comparison between dynamic model test and numerical simulation results

3 結果與分析

3.1 曲線隧道內煙氣流速

停車時刻隧道內速度場如圖7～8 所示，可見不同曲率隧道內頂棚煙氣的縱向速度分布規律相似，在列車阻塞區段的氣體流速明顯要大于無列車阻塞區段，并且氣體流速的峰值位置都出現在火源下游20 m 左右。當隧道半徑由300 m 增大至∞時，頂棚氣流縱向流速峰值由9.13 m/s 增至10.68 m/s，相比上升16.98%。

圖7 停車時刻不同曲率隧道內車體周圍速度云圖Fig.7 Velocity nephogram around the train in tunnel with different curvature at parking time

圖8 停車時刻不同曲率隧道拱頂下方氣體縱向流速曲線Fig.8 Longitudinal velocity curves of gas under tunnel vault with different curvature at parking time

圖9 為停車后(t≥150 s)不同曲率隧道拱頂下方氣體縱向流速曲線，由圖9可知，t=150 s時，不同曲率隧道內煙氣均向火源下游蔓延，煙氣尚未出現逆流現象。當t=250 s 時，曲線隧道和直線隧道內隧道頂棚氣流運動方向改變，煙氣已經發生逆流。對于曲線隧道，火源上方頂棚位置(x=0 m)煙氣逆流速度的絕對值隨隧道曲線半徑的減小逐漸增大。當隧道曲線半徑由900 m 減小至300 m 時，火源上方頂棚位置煙氣逆流速度絕對值由3.94 m/s增大至4.43 m/s。

圖9 停車后不同曲率隧道拱頂下方氣體縱向流速曲線Fig.9 Longitudinal flow velocity curves of gas under tunnel vault with different curvature after parking

對比關于曲線隧道靜止火災研究[11-12]發現，隧道內運動著火列車被迫停車時煙氣蔓延速度明顯加快，并且火源兩側煙氣呈不對稱分布。產生這種差異的原因是隧道內移動火源燃燒釋放的煙氣不止受溫差引起的靜壓力作用，列車運行所引起的活塞風也會對煙氣的蔓延造成很大的影響。在運動著火列車剛停車時，活塞風風速較大，列車燃燒產生的熱煙氣與來流冷空氣發生熱交換，并迅速擴散至火源下游。隨著時間推移，活塞風不斷衰減，火源附近的熱量逐漸積聚，熱煙氣與火源上游冷空氣之間的溫度梯度增大，當溫差造成的靜壓力大于活塞風的動壓力，熱煙氣開始逆流，向火源上游蔓延。

表2列出了不同曲線半徑隧道內的煙氣逆流時刻。觀察發現，曲線隧道中的煙氣逆流時刻要晚于直線隧道。但對于曲線隧道，逆流時間與隧道曲率不是單一的線性關系，而是隨著曲線隧道半徑的增大先延遲，然后又有提前的趨勢。從圖9可知，隧道曲線半徑進一步增大時，由于隧道壁面的阻礙作用變小，速度較大的活塞風率先排出隧道，在列車停車后，活塞風失去動力來源，隧道內的整體氣流速度下降?；钊L風速隨隧道曲線半徑的增大呈減小趨勢，使得煙氣逆流發生的時刻隨曲線隧道半徑的增加先延遲后提前。對于半徑為300 m 的曲線隧道，煙氣在t=169 s 時發生逆流，而半徑為700 m 和900 m 的曲線隧道分別于182 s和178 s出現逆流現象。

表2 不同曲率隧道煙氣逆流時刻Table 2 Smoke backlayering time in tunnel with different curvature

3.2 曲線隧道內溫度分布

圖10 展示了列車停車瞬間車身周圍的溫度分布情況，由圖10 可知，在列車減速停車瞬間，由于活塞風的動壓力和熱浮力作用，高溫氣體從頭車設備艙火源位置迅速上升的同時朝列車運動方向蔓延，故列車停車瞬間不同曲率隧道內溫度峰值均出現在火源下游位置。圖11 為停車時刻隧道頂棚煙氣溫度分布曲線，觀察可知，當隧道曲線半徑由300 m 增大至∞時，隧道頂棚溫度峰值逐漸下降，當隧道半徑為300 m時，溫度峰值為787 K，對于直線隧道，溫度峰值為706 K，相比下降了10.29%。但在火源下游其他位置，直線隧道頂棚溫度低于曲線隧道。結合圖8分析，從火源中心到下游20 m 范圍內，直線隧道頂棚位置的氣流速度峰值大于曲線隧道，而下游20 m 之后的氣流速度迅速減小。因此火源中心上方的熱量能迅速在火源下游20 m 范圍內蔓延，降低了火源上方的溫度峰值，但使得火源下游20 m 范圍內的平均溫度升高。

圖10 停車時刻不同曲率隧道內車體周圍溫度云圖Fig.10 Temperature nephogram around the train in tunnel with different curvature at parking time

圖11 停車時刻不同曲率隧道拱頂下方氣體溫度曲線Fig.11 Gas temperature curves under tunnel vault with different curvature at parking time

圖12展示了停車后(t≥150 s)隧道頂棚煙氣溫度的分布狀態。由圖12 可知，隨著隧道曲線半徑由300 m 增大至∞，隧道頂棚位置的溫度峰值呈先下降后上升的趨勢。產生上述變化的主要原因是隧道曲線半徑增大，氣體流動受隧道壁面阻礙作用減弱，同時煙氣受到的離心力作用減弱，煙氣主流更加靠近隧道中心，故火源上方位置流速增加，當隧道曲線半徑進一步增大時，部分高速流動活塞風順暢地排出隧道，使得隧道內整體流速減小。而隧道內的氣流速度越快，對流換熱效果越好，隧道頂棚高溫煙氣溫度峰值更小。

圖12 停車后不同曲率隧道拱頂下方氣體溫度曲線Fig.12 Gas temperature curves under tunnel vault with different curvature after parking

3.3 曲線隧道內二氧化碳濃度

停車時刻不同曲率隧道拱頂下方CO2濃度曲線如圖13 所示，由圖13 可知，隧道曲線半徑越小，二氧化碳濃度峰值越大。曲線隧道半徑為300 m時，二氧化碳濃度峰值為0.14，對于直線隧道，二氧化碳濃度峰值為0.11，相比下降了21.43%。產生上述現象是因為列車停車瞬間，隧道曲線半徑越大，拱頂下方氣體流速峰值越大，二氧化碳被稀釋的程度就越大，該位置的二氧化碳濃度越小，同時氣體流速越大，火源下游二氧化碳氣體擴散范圍隨之增大。

圖13 停車時刻不同曲率隧道拱頂下方CO2濃度曲線Fig.13 CO2 concentration curves under tunnel vaults with different curvature at parking time

相關研究表示，當二氧化碳濃度大于0.03 時，人的血壓升高，聽力減退，行動能力下降，大大降低人員逃生能力[27]。當濃度繼續增大，甚至會使人窒息死亡，因此定義二氧化碳濃度C≥0.03 時為高濃度煙氣。表3 列出了t=250 s 時刻不同曲線半徑隧道中高濃度二氧化碳氣體(C≥0.03)的擴散距離。相比與直線隧道，半徑為R=300 m 的曲線隧道火源上游高濃度二氧化碳范圍減少34.24%、下游增大11.42%?；鹪瓷嫌蔚母邼舛榷趸細怏w蔓延范圍隨隧道曲線半徑的增大而逐漸增大，下游的趨勢卻與此相反。在火源下游，t=250 s 時刻直線隧道中遠火源區域氣體流速低，無法將近火源區域的高濃度二氧化碳氣體輸運至遠火源區域，故二氧化碳氣體更加集中在近火源區域。而在火源上游，直線隧道遠火源區域的隧道頂棚風速較大，有利于近火源區域的高濃度二氧化碳氣體向火源上游進一步蔓延、稀釋。

表3 250 s時刻不同曲率隧道內的高濃度二氧化碳擴散距離Table 3 Diffusion distance of high concentration carbon dioxide in tunnels with different curvature at time of 250 s

4 結論

1) 在列車停車時刻，隨隧道曲線半徑的增大，頂棚煙氣流速峰值逐漸增大，而溫度和二氧化碳濃度峰值呈減小趨勢。當隧道曲線半徑由300 m 增大至∞時，頂棚煙氣流速峰值上升16.98%，溫度和二氧化碳濃度峰值分別下降了10.29%和21.43%。

2) 當列車停車一段時間后(t≥150 s)，煙氣開始發生逆流現象，曲線隧道中的煙氣逆流時刻要晚于直線隧道，逆流時間與隧道曲率不是單一的線性關系，而是隨著曲線隧道半徑的增大先延遲后提前。相比直線隧道，曲線半徑為700 m 的隧道逆流時刻延遲21 s。鑒于煙氣逆流對人員疏散的不利影響，曲線隧道火災后續通風控煙應當不晚于逆流時刻。

3) 當隧道內煙氣發生逆流之后(t=250 s)，隨著隧道曲線半徑由300 m 增大至∞，隧道頂棚位置的溫度峰值呈先下降后上升的趨勢。相比于直線隧道，半徑為300 m 的曲線隧道火源上游高濃度二氧化碳(C≥0.03)范圍減少34.24%，下游增大11.42%，建議人員盡量向火源上游方向疏散。