送風井位于隧道中部的半橫向分區段通風特性研究

王明年，張建斌，鄧濤，于麗，王旭

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送風井位于隧道中部的半橫向分區段通風特性研究

王明年1，張建斌2，鄧濤1，于麗1，王旭1

(1. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2. 廈門路橋工程投資發展有限公司，福建 廈門 361009)

為了確定一種送風井位于隧道中部，隧道內需風量存在分區段變化的半橫向通風方式計算方法，以廈門海滄疏港通道-蘆澳路城市地下互通隧道工程為依托，采用理論分析和數值模擬研究方法對風道內的壓力分布進行研究，并對比送風井位置對風機壓力的影響。研究通過在風道末端與風道內任意斷面建立一元伯努利方程推導風道末端風速為0和風速不為0 2種情況下風道內的壓力分布求解公式，數值計算結果驗證了公式的正確性。根據研究結果，送風井位于隧道中部時，兩側風道始端全壓可以視為相等，送風機提供滿足通風壓力較大一側所需全壓即可實現整個隧道的有效通風，該通風方式在增大通風長度適應性以及減小風機功率，以及提高經濟性方面具有顯著的優勢。

半橫向通風；公路隧道；通風壓力；理論研究

半橫向通風是一種常見的公路隧道機械通風方式，雖然存在施工成本高、難度大等特點，但是在面對火災情況下的煙氣處理問題以及隧道運營條件下的噪聲處理問題時，這種通風方式相比于縱向式通風而言會有明顯優勢。也正因為如此，半橫向式通風在奧地利、瑞士等歐洲國家被廣泛采 用[1?4]。在國內，采用該通風方式的案例也不在少數[5?6]。送風風機全壓與送風風閥開度是半橫向通風的關鍵設計參數。風機全壓與風道內始末端靜壓差有關；風閥開度的設計目的則在于使風量能在隧道內均勻輸送，設計時需要明確風道內的靜壓分布形式[7?8]。相關規范[9]已經給出了送風井位于隧道一端或者兩端的風道內靜壓差求解公式，陳德芳 等[10?11]基于一元流伯努利方程計算得出隧道單位長度需風量保持不變的風道內靜壓分布形式。然而，對于送風井位于隧道中部，風流朝向兩側流動的半橫向通風方式，業界還沒有類似的設計案例。另外，對于存在分岔的隧道而言，分岔前與分岔后的區段隧道內交通量會有顯著區別，這導致2部分隧道區段的需風量標準會有所不同，目前研究所取得的靜壓分布公式不能直接應用于該類型風道靜壓的求解。綜上，目前并沒有關于送風井位于隧道中部且隧道范圍內需風量標準存在分段變化的半橫向通風設計方法。在此，以廈門海滄疏港通道?蘆澳路地下互通隧道工程為依托，對該特殊形式下的半橫向通風方式進行研究，目的在于明確該通風方式下風道內的靜壓分布形式以及送風風機功率設計方法。研究成果將不僅為依托工程提供理論支撐，同時也會對類似工程修建提供技術參考。

1 工程概況

廈門市海滄疏港通道?蘆澳路城市地下立交互通隧道工程是實現廈成高速與港區及廈門本島與港區之間交通轉換的重要交通樞紐工程，該工程由南北走向的蘆澳路、東西走向的疏港路以及連接2條主路的A，B，C和D 4條匝道組成。匝道設計通風方式為送風型半橫向，送風井采用修建匝道所遺留的施工斜井，該井位于C匝道中間位置。工程示意具體如圖1所示。

圖1 工程示意

送風井經過分岔改造之后分別為A匝道和C匝道送風，兩者之間相互獨立，互不影響。B和D匝道分別為A和C匝道的分支。示意圖對A和C匝道進行了區段的劃分，劃分節點為匝道分岔點和送風井接入點。匝道斷面上方修建了送風道，風道面積為10.8 m2，當量直徑為2.54 m。尺寸示意圖如圖2所示。

單位：cm

由于送風井接入位置位于匝道中部而不是匝道端口，風流進入風道后會朝向匝道兩側流動。以C匝道為例，風流由斜井進入后，一部分風量朝向疏港路方向流動(C1區段)，另一部分朝向蘆澳路方向流動(C2區段)。結合匝道預測交通量以及匝道橫斷面尺寸等參數對匝道的需風量進行計算，得到的匝道各區段需風量計算結果如表1所示。

由表1可知，由于匝道存在匯合與分岔，C3和A3區段的交通量比其余匝道區段大很多，這也導致這2個區段的單位長度需風量大于其余區段。

表1 匝道區段劃分示意

2 通風方式理論分析

以C匝道為例，對送風井位于隧道中部，隧道內需風量存在分段變化的半橫向通風方式進行理論分析。

2.1 風道內風速分布

風流從送風井引入風道，之后經由風閥流入隧道內部，風道范圍內風道始端位置產生最大風速，記為v。各區段風道始端的風速可按照下式進行 計算：

式中：Qi為流經i區段風道始端的風量；Ai為i區段風道橫斷面面積。

該工程風道面積均設置為10.8 m2。C匝道內各區段風道始端風速見表2。

表2 各區段風速起始風速表

傳統單端送風型半橫向通風方式中，通過調節風閥可使各風閥流出的風量相等。此時，風流在整個風道范圍內線性遞減，風道末端風速為0，風道內任意點處的風速與始端風速之間滿足如下關 系式：

式中：為距離風道末端的距離；v為距離風道末端距離為處的風速。

該工程中，計算時考慮各區段范圍內風量滿足線性遞減的規律。由此可以得到各區段范圍內風速分布形式如下。

1) C1區段內風速分布滿足關系式：

式中：′表示距離C1匝道區段末端的距離；1表示C1區段的長度。

2) C2及C3區段內風速分布滿足關系式：

式中：′″表示距離C3區段風道末端的距離。風道內風速具體分布形式如圖3所示。

圖3 風道內風速分布形式

Fig. 3 Distribution form of flow velocity in air duct

2.2 風道內壓力分布

根據匝道內風速分布曲線將匝道所劃分的3個區段分為2類，一類區段末端風速為零，如C1與C3區段；另一類區段末端風速不為零，如C2區段。

2.2.1 末端風速為0區段風道靜壓分布求解

隧道內的流動空氣密度變化較小，且符合連續介質假設，可以考慮為理想流體[12]。風道送風過程中可以將風道視為主管，風孔視為支管，主管與主管間、主管與支管間流線始終保持連續性，因此可以將伯努利方程應用于總流與支流管路之間。對于末端分速為0的區段，通過對風道末端和風道內任意斷面建立總流伯努利方程可以實現對風道內任意位置處靜壓的求解。風道內風流示意如圖4所示。

圖4 風道內風流示意

取1和2斷面建立伯努利方程：

式中：1為風道末端靜壓；2為斷面2的靜壓；h為風流從斷面2流至斷面1所產生的壓力損失。壓力損失來源于2個部分，分別是風流沿風道粗糙內壁流動產生的沿程阻力損失和風流流經風閥處產生的局部阻力損失，后者類似于三通管中的直通損失相較于第1部分很小，可以忽略[13]。由于2個斷面高差較小，計算忽略兩端的勢能差時式(5)可以變形為：

取微段d進行沿程損失分析，微段內的沿程損失為：

式中：D為主風道當量直徑；為距區段末端距離；為主風道沿程阻力系數，該值由風道平均壁面粗糙度Δ確定。

風道內壁面由混凝土制造，平均粗糙高度可取為3 mm，沿程阻力系數計算為0.021。容易求得區段內任意點處的靜壓2為：

將v與風道始端風速v之間的關系式代入上式，可以推導得風道末端風速為0的風道內靜壓分布公式為：

化簡后為：

本工程中，C1區段風道末端風速為0，其風道內靜壓分布公式可以采用該式進行計算。當不考慮C2與C3區段對該區段的靜壓影響時計算可首先確定其末端靜壓1。參照《公路隧道通風設計細則》，為保證風道送風量分布的均勻性，該值通常取為150 N/m2。計算得到的風道內靜壓分布形式如圖5所示。

圖5 C1區段風道靜壓分布曲線

Fig. 5 Theoretical calculation results of static pressure in C1 duct section

根據圖5，滿足C1區段送風需求時，風道始端靜壓應為178.93 Pa，風道內最大靜壓差為28.93 Pa。

C3區段末端風速為0，該區段內靜壓求解方法與C1區段相同。取末端靜壓為150 Pa時，求解公式如下：

求得的風道區段始端靜壓為152.22 Pa，靜壓差降為2.22 Pa。

2.2.2 末端風速不為0區段風道靜壓分布求解

式中：″表示距離C2區段的距離。根據C2與C3區段內的風速分布曲線可知該部分風道內風速分布形式為一條折線，由2條斜率不同的直線組成，令C3區段內風速曲線斜率為3，C2區段內風速斜率為2，那么C2區段內風速分布公式可由下式 表達：

將該式代入C2區段內靜壓求解公式并化簡 可得：

僅考慮C2與C3區段的送風需求時，風道內的靜壓分布計算結果如圖6所示。

圖6 C2及C3區段風道靜壓分布曲線

C2區段風道始端靜壓應為235.6 Pa，風道內最大靜壓差降為85.6 Pa。

2.2.3 風道內靜壓分布形式確定

前面求解得出的區段內靜壓分布曲線并沒有考慮區段間的相互影響與聯系。在該工程中，風流由送風井進入后朝向風道兩側流動，具體如圖7 所示。

圖7 區段間風流關系示意

3個斷面間應滿足如下關系：

也即：

實際施工時通過在風井接入口位置設置相應導流措施可以減小該位置處由風流轉向所引起的壓力損失h。當不考慮該部分損失時，C1與C2區段始端全壓應相等，兩者之間靜壓差即為動壓差。代入2區段始端風速容易計算得該差值為21.2 Pa。

圖8 理論計算風道靜壓分布曲線

考慮到C2區段送風所需壓力大于C1區段，送風井接入位置靜壓應首先滿足C2區段始端靜壓要求。因此將C1區段始端靜壓修正為256.8 Pa。最終得到的整個匝道范圍內的靜壓和全壓分布形式分別如圖8和圖9所示。

圖9 理論計算風道全壓分布曲線

3 數值分析驗證

為驗證理論計算結果的準確性，利用FLUENT建立三維數值模型對該隧道送風方式進行模擬。三維模型如圖10所示。

圖10 數值分析模型

1) 模型斷面及長度尺寸按照工程實際建立；

2) 風道壁面設置為非滑移wall邊界，壁面平均粗糙高度取為3 mm[14]；

3) 風道內按20 m間距設置1 m2的風閥，風閥設為velocity-inlet邊界；

4) 計算采用湍流模型為?(real)。

計算時通過控制風閥風速實現各區段內風量的均勻輸送。當C3區段末端靜壓為150Pa時，數值計算與理論計算所得到的風道內靜壓和全壓對比結果分別如圖11和圖12所示。

圖11 風道靜壓分布對比曲線

圖12 風道全壓分布對比曲線

根據圖12，數值計算得到的C2和C3區段靜壓分布與理論計算結果基本吻合，C1區段內靜壓分布大于理論計算結果，二者之間差值約為11 Pa。這是由于理論計算中沒有考慮風流轉向所引起的壓力損失所導致的。然而從計算結果來看，由于C2一側風速較大，因此產生的壓力損失相比C1一側要大，但是差值與風道始端全壓相比較小，僅為后者的4.3%。同時，考慮到施工時施作相應導流措施的情況下該值可能更小，因此將送風井兩端全壓視為相等是可行的。也即表明該通風方式下，風機提供全壓在滿足通風壓力較高的C2與C3區段時，C1區段通風需求也能滿足。

4 送風井位置對風機壓力的影響分析

半橫向通風中，風機需要提供的全壓包括風道內的靜壓差、風道始端動壓、風道末端靜壓以及連接風道內的壓力損失。前面3部分壓力是風流在風道范圍內流動所必需的。本工程中該部分壓力為：

為分析該隧道送風井設置方式在減小風機壓力方面的優勢，對送風井位于隧道C1和C3末端的情況進行風道壓力分析。各情況下的送風井位置對比情況如圖13所示。

圖13 送風井位置布置示意圖

Fig. 13 Schematic diagram of different inclined locations

1) 送風井位于C1末端

當送風井位于C1末端，風道內風速分布形式如圖14所示。

圖14 送風井位于C1端時風道內的風速分布曲線

將風速分布曲線代入前面推導得到的靜壓求解公式后計算得到的風道始端靜壓為721 Pa，風道內最大靜壓差為571 Pa，靜壓分布曲線如圖15 所示。

該送風方式下風道內流動所需風機壓力為：

2) 送風井位于C3末端

當送風井位于C3末端，風道內風速分布形式如圖16所示。

圖15 送風井位于C1端時風道內的靜壓分布曲線

圖16 送風井位于C3端時風道內的風速分布曲線

經計算，該送風方式下風道始端靜壓為468 Pa，風道內最大靜壓差為318 Pa，靜壓分布曲線如圖17所示。

該送風方式下風道內所需風機壓力為：

3種送風方式下風道范圍內所需風機對比結果如表3所示。

根據表3，該工程將送風井設置于隧道中部位置時風道范圍內所需風機壓力僅為2種單端送風方式的32.5%和46.5%，節省的風機功率約為85.1 kW和46.9 kW。由于通風阻力與風速的平方和通風距離成正相關，送風井設置于隧道中間時不僅縮短了通風距離，單側風道的送風風速也相應減小，由此帶來的風機壓力及功率折減將超過單端送風方式的50%。因此，送風井位于隧道中部的半橫向通風方式在通風長度的適應性以及減小運營成本方面較單端送風方式而言有明顯優勢。

圖17 送風井位于C3端時風道內的靜壓分布曲線

表3 風機壓力對比表

5 結論

1) 建立風道末端風速為0和不為0 2種情況下風道內的靜壓分布計算公式，適用于求解隧道內需風量分段變化情況下的風道內靜壓分布。

2) 送風井從隧道中部送風時送風井接入位置兩側風道始端全壓可視為相等，因此，送風機只需提供滿足通風壓力需求較大一側的全壓即可實現整個隧道的有效通風。

3) 送風井位于隧道中部不僅縮短了有效通風距離，單側風道的送風風速也相應減小。該通風方式在增大通風長度適應性、減小風機功率及提高經濟性方面有顯著優勢。

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Characteristic study of a sectionalized semi-transverse ventilation system in which inclined shaft is built at the middle of the tunnel

WANG Mingnian1, ZHANG Jianbin2, DENG Tao1, YU Li1, WANG Xu1

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. Xiamen Road & Bridge Construction Investment Development Co., Ltd, Xiamen 361009, China)

In this paper, a special form of semi-transverse ventilation applied in Xiamen Shugang-Luao underground overpass was studied. Different from ordinary ones, inclined shaft was built at the middle of the tunnel and the requirement of fresh air per meter along this tunnel is not constant in this ventilation. According to the fresh air requirement standard per meter, air duct was divided into different sections. Based on an assumption that air was evenly supplied in each section, flow rate of the air duct was obtained. With energy conservation equations built between the cross sections internal and at the end of duct sections, two formulas for calculating static pressure along the air duct were derived and the theoretical calculations was verified with numerical results. In this kind of ventilation, air flow from the inclined shaft separates into two directions and research reveals that the two sections nearly have same total pressure at the separation point, which leads to a great reduction of fan power when compared with those in which shaft built at the end of a tunnel.

semi-transverse ventilation; road tunnel; ventilation pressure; theoretical research

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.04.019

U453.5

A

1672 ? 7029(2019)04 ? 0976 ? 08

2018?04?24

國家自然科學基金資助項目(51308472)

于麗(1978?)，女，遼寧大連人，副教授，博士，從事隧道及地下工程方面的研究與教學工作；E?mail：yuli_1026@ swjtu.edu.cn

(編輯 陽麗霞)