通風機組合對過海地鐵區間隧道通風能力影響的試驗研究

程學友，趙亞平，陳 洋，趙淑云，陳宜漢

（1.青島地鐵集團有限公司，山東青島 266000；2 中鐵第六勘察設計院集團有限公司，天津 300308）

0 引言

與一般的地鐵隧道相比，特長、乘客多的過海區間隧道發生事故或災害的概率更大。火災占地鐵事故的46%［1］，此外，在火災中，85%的受害者是由窒息或濃煙引起的［2］。所以，通風排煙系統仍然是隧道防災減災的重要支撐，防災減災的關鍵是通風能力［3-4］。

研究隧道通風排煙系統的方法，主要包括工程類比、數值模擬和理論分析［5-7］。在理論分析的基礎上，Lugin等提出了一種基于縱向水平通風的雙線隧道通風排煙系統［8］。應用火災動力學模擬軟件，朱常琳等驗證了區間隧道臨界風速對兩端縱向通風的影響［9］。應用數值模擬方法，高乃平等定量了風井位置、數量及其組合對自然通風的影響［10］。在自然通風條件下，運用數值模擬，Zhong等研究了主隧道和連通道對氣流的影響，并預測了受坡度影響的氣體溫度［11］。利用試驗數據和定量分析，Li等檢驗了機械縱向通風對隧道火災放熱率的影響，并提出了隧道火災放熱率相對增量模型［12］。抑制與控制熱災害是隧道通風的難點，Tian等開展了向火災隧道中細水霧滅火降溫中的噴霧參數優化研究［13］。立足于長距離、大斷面和淺埋暗挖的長江水下隧道，針對通風排煙系統和氣流組織的設計問題，張之啟提出了大斷面和小斷面方案［14-15］。基于地鐵過海區間隧道，運用理論分析和數值模擬，朱祝龍等討論了火災條件下的通風豎井安裝和氣流組織［16-18］。從上述結論及其所涉及的方法來看，地鐵區間隧道通風排煙系統研究仍不系統，尤其是，亟待系統深入開展通風機組合對通風排煙能力影響的試驗研究。

首先，基于試驗流體力學的相似理論和量綱原理，建立了地鐵過海區間隧道通風排煙系統的模型試驗裝置。其次，圍繞靜壓和風速，開展了雙壓、雙壓一抽兩種通風機組合對左右雙側行車道和左右兩邊排煙道的定量實測。再者，是探討了通風機電功消耗與輸入變頻頻率值、行車道靜壓分布，以及行車道與排煙道風速的因變關系，壓入風量及排風量的差異。最后，本文提出了一個新的準則——性能系數，相當于等效的風流壓力，即總功率消耗值與流量的比值，量化通風機組合而形成通風排煙系統的性能。

1 工程依托及試驗模型

1.1 工程原型

為了系統開展通風機組合對通風排煙性能影響的對比試驗研究，搭建了地鐵區間隧道通風試驗模型裝置，該模型試驗裝置的原型是青島市地鐵8號線大洋站～青島北站區間隧道通風系統。該地鐵8號線大青區間隧道，全長約7.8 km，其中，下穿膠州灣海域段長約5.4 km，形成了過海區間隧道。顯然，過海區間的海底隧道段無法設置區間風井，是通風排煙系統設計中的瓶頸性難題。為此，特采用礦山爆破法開挖區間隧道中置部分而預留專用排煙道頂板空間，以便構造專用排煙子系統而支撐形成地鐵特長過海區間隧道通風排煙系統。

1.2 設計原則和比例大小

為了提高模型試驗可靠性和測量數據精度，結合大青區間隧道礦山法段通風排煙系統相似條件和特征的要求，模型試驗裝置的設計簡則如下：

（1）模型試驗尺寸的確定是根據實際隧道的基本特性，并符合壓力作用下形成均勻氣流這一必要條件。

（2）綜合經濟因素、試驗方法和設備性能，選擇高透光率的聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA）作為該試驗系統維護結構的材料。另外，為確保試驗測量的可靠性和準確性，選擇適當的長度比。在確定過程中，該隧道原型設計風速為2.5 m/s，斷面面積為57.5 m2，雷諾數為107量級；優選雷諾相似準則數，并且，合理運用尼古拉茲粗糙區自模效應；則模型流動空氣雷諾數不低于105量級，暫定模型內平均流速不低于2.5 m/s，則水力當量直徑為0.592 m；模型與原型的水力當量直徑比例值，取整確定為1：10，則斷面面積比為1：100。

（3）風速比為1：1，模型試驗應滿足運動相似性要求，并易于實現動力學相似性。

（4）為了滿足動力相似性的要求，針對車輛活塞效應、風井連接局部阻力效應和自然通風等多種力，采用軸流通風機等效風壓力進行模擬。各種比例見表1。

表1 模型與原型的比例數Ta.1 Ratio of model to prototype

1.3 模型試驗裝置及其主要功能段位

圖1所示為總長度為20 m的模型試驗裝置，主要包括測試功能模塊和動力功能模塊。動力模塊主要由3個軸流通風機與4口通風豎井而構成。測試模塊主要由傳感器、變送器、數據線纜和數據存儲等部件組成，提高了測定同步性和采存一體化。

圖1 模型實驗裝置及其主要功能段Fig.1 Scaled experiment device and its main units

在圖1中，從最左端到最右端介紹了本模型試驗裝置的主要功能段位。

（1）第1功能段位是4#風井，它是左邊排煙道與室內空氣相連的管段；第2功能段位是2#通風機及其風井，2#風井是室內空氣與左邊行車道相連的管段，該管段安設了2#通風機，此通風機為壓入式軸流風機，額定功率11 kW。

（2）第3功能段位為左側行車道，示蹤油煙霧在其中釋放，繼而，煙霧與空氣流摻混，形成含煙氣流，含煙氣流從左向右流動，再垂直轉向而穿過吊頂排煙口；經過了吊頂排煙口的煙氣流，流向轉至水平，流過左邊排煙道或右邊排煙道，乃至左右兩邊排煙道。

（3）第4功能段位是左邊排煙道，排煙道和行車道的尺寸，如圖2所示；在圖2中，上部為排煙道剖面圖，下部有兩幅行車道，本試驗研究僅使用其中一幅行車道；此外，以吊頂排煙口為界，該行車道分別稱之為左側行車道和右側行車道。

圖2 截面尺寸Fig.2 Section and its sizes

（4）第5功能段位是左測量斷面。在測試平面上，布設了4支風速傳感變送器和一支壓差傳感變送器；測定所用的傳感變送器類型、量程及精度等，見表2。

表2 傳感變送器主要參數Tab.2 Main parameters of sensor-transmitter units

（5）第6功能段位是吊頂排煙口，是排煙道與行車道連通的唯一通風附件。煙氣流從一側行車道通過吊頂排煙口傾瀉至排煙道兩側，煙氣流無法擴散到另一條行車道，只能通過排煙口進入排煙道。因此，煙氣流觀察是驗證某一通風機組合及其運行參數匹配下通風排煙系統有效與否的直接手段。在驗證了通風排煙有效性的前提下，尚需測量風速和壓力值，以期量化通風機組合及其通風排煙性能系數。

（6）第7功能段位是右測量斷面；在該斷面上，設置有4支風速傳感變送器和1支壓力傳感變送器，且與左測量斷面布設類似。

（7）第8功能段位是右邊排煙道；在該排煙道中的右測量斷面上，布設了一支風速傳感變送器，且與左邊排煙道風速傳感變送器布置一樣；因此，布設于右測量斷面或者左測量斷面上剩余的傳感變送器，即1支壓差傳感變送器和3支風速傳感變送器均安裝在行車道內，壓力傳感變送器位于行車道側壁，1支風速傳感變送器居中于行車道，另外2支犬齒相錯于行車道斷面。

（8）第9功能段位是3#通風機及其風井，第10功能段位是1#通風機及其風井。其中，3#通風機為一臺抽出式軸流風機，功率為5.5 kW；1#通風機與2#通風機型號相同。

（9）第11功能段位是數據中心。該中心是通風機變頻調節控制臺，也是數據的實時、同步地存儲器。

上述功能段位，構成了過海長大地鐵區間隧道通風排煙模型試驗裝置。在試驗裝置上，開展通風機組合而構成通風系統及其性能研究，首先需要開展試驗前的一系列準備工作。

2 試驗準備與密封維護

在本模型試驗裝置及其數據實測中，流體介質是氣體；顯然，倘若存在管道漏風，將造成數據測量的粗大誤差。基于此，為了最大限度地消除漏風的負面影響，試驗裝置的檢漏與密封維護是必要的試驗前準備工作。在試驗裝置具備了初步的密封性能的前提下，為了提高密封性能，尚需完成以下氣密性檢驗和密封維護，具體步驟如下：

（1）在模型試驗裝置的左側車道末端，打開一個可拆卸的蓋板，通過拆卸蓋板后空間，送入煙霧機，并放置于左側車道中部位置，最后，再次合上蓋板、擰緊螺帽而壓實O型圈。

（2）在數據中心的操作面板上，低頻啟動一臺壓入式通風機，持續2 min；然后緩慢增加輸入頻率，直至最大值50 Hz，持續2 min以上，完成密封瑕疵放大試驗。

（3）將輸入頻率逐漸回調至小頻率值，例如6.4 Hz；在此工況下，通過遙控啟動煙霧機，煙霧機釋放出油煙霧，油煙霧被流動的氣流裹挾而形成煙霧流，油煙霧跟隨氣流而擴散。

（4）當油煙霧充滿模型試驗裝置后，關閉通風機，煙霧機繼續釋放油煙霧；同時，試驗人員觀察是否有白色煙霧從裝置中蔓延出進入室內空氣；如果發現漏油煙霧點，標記并拍攝視頻記錄，以備停機修復。

（5）利用密封膠等修復標記的油煙霧泄露點，自然風干24 h后，并重新從步驟（1）到（4）實施檢漏工作，最終，實現模型試驗裝置的密封維護。

3 通風機組合與行車道靜壓

3.1 煙霧觀察而篩選通風機運行參數

在模型試驗裝置上的煙霧機釋放出的油煙霧及其初始能量，高于根據相似原理和弗勞德準則數而計算出的初速度；相比工程原型中的火災煙氣弗勞德數，模型試驗中的油煙霧慣性力占優。這是其一，其二為確立合適通風機組合及其運行參數而高效排煙且防止煙氣流擴散至異側行車道是主要的試驗目的，煙氣流是否能在濃度差擴散、湍動擴散或者慣性作用下穿透吊頂排煙口而侵入右側行車道，則主要取決于通風機組合而構成通風排煙方式，進一步受到一定通風機組合下本機運行參數的量化影響。因此，油煙霧或者煙氣流運動軌跡觀察，能定性界定通風機組合及其運行參數形成的通風排煙效果。定性界定了行車道中煙霧及其煙氣流運動、吊頂排煙口煙氣流轉折混合和排煙道中的再次分流后煙氣流運動，定量篩選出了兩臺通風機的本機運行參數，例如，確定2#通風機、1#通風機頻率值分別為7.8，6.0 Hz，是一組通風機組合及其運行參數；進一步，定性界定與定量篩選的試驗方法，得到了18組雙壓零抽通風機組合下的運行參數，以及19組雙壓一抽的本機運行參數匹配數據組。

3.2 雙壓零抽通風機組合及其功耗與行車道靜壓

在一定程度上，行車道或排煙道內的靜壓和風速分布，既受到通風機組合的影響，也會受到通風機本機運行參數的影響。因此，第一個討論的問題是本機輸入頻率和單機功率消耗（簡稱功耗）之間的關系，如圖3所示。

圖3 雙壓零抽通風機變頻頻率值與功耗（1#，2#通風機）Fig.3 Consumed power and adjusted frequency of the TPZE combination（1#，2# ventilators）

在圖3中，橫軸的變化量為組數，組數自變量是通過3.1小節中所述的參數篩選而得到兩臺壓入式通風機輸入頻率數值組編號；右縱軸為雙壓零抽變頻頻率值。當頻率為6.0 Hz時，對于1#通風機而言，對應于左縱軸上“雙壓零抽功耗”，其數值為35 W；當頻率為19.9 Hz時，1#通風機功耗為709 W。進一步，針對圖3中的頻率與功耗，通過線性擬合得到一個三次多項式，因變量與自變量之間三次多項式的Adj.R-Square為0.99；對于1#和2#通風機而言，頻率比與功耗比具有三次方關系式［14］。折減后的通風機功耗，等于風流體積流量與最大相對靜壓數值的乘積。顯然，通風機組合功耗的變化會引起左側或右側行車道內靜壓的變化，如圖4所示。

圖4 雙壓零抽行車道靜壓、平均值與偏差（1#，2#通風機）Fig.4 Static pressure, its mean value and deviation of the TPZE combination （1#，2# ventilators）

在圖4中，下橫軸是雙壓零抽組合下的2#或1#通風機功耗，對應于圖3中的右縱軸表示雙壓零抽功耗，與功耗所對應圖3橫軸變量仍保留于圖4中的上橫軸組數。在圖4的左縱軸是雙壓零抽行車道靜壓。如左縱軸所示，當左側行車道靜壓為27 Pa時，下橫軸上的2#通風機功耗值為71 W；進一步，綜合其他組數的數據，可以得出：在同一組試驗中，右側行車道和左側行車道靜壓力的差值不大于2 Pa。因此，左右兩側行車道上的靜壓分布是對稱的，其鏡像面為吊頂排煙口。

3.3 雙壓一抽通風機組合對功耗和靜壓的影響

在雙壓一抽通風機組合中，運行著額定功率為11 kW的1#，2#壓入式通風機而構成了雙壓，而一抽為額定功率5.5 kW的3#抽出式通風機。

如圖5所示，給出了雙壓一抽中3臺通風機功耗、變頻頻率值與組數之間的對應關系。在圖5中，隨著組數的變化，但是，維持2#通風機7.8 Hz的頻率值不變，數據統計發現，該通風機的功耗為86±3 W；類似的，當維持頻率值為6.0 Hz運行時，1#通風機功耗為53±3 W。針對3#通風機而言，頻率為6.4，7.4 Hz運行時，功耗分別為66，77 W；進一步，結合圖5中其余的17組數據，擬合計算，發現功耗比與頻率比符合三次多項式；因此，3#通風機的頻率比與功耗比二者之間具有顯著的相關性。顯然，3#，2#和1#通風機功耗之間存在差異，那么，哪臺通風機功耗會成為行車道靜壓變化的主要因素呢？為此，繪制出了2臺壓入式通風機、1臺抽出式通風機的功耗與行車道靜壓的變化曲線，如圖6所示。

圖5 雙壓一抽通風機變頻頻率值與功耗（1#，2#和3#通風機）Fig.5 Consumed power and adjusted frequency of the TPOE combination （1#，2# and 3# ventilators）

圖6 雙壓一抽行車道靜壓、平均值與偏差（1#，2#和3#通風機）Fig.6 Static pressure, its mean value and deviation of the TPOE combination （1#，2# and 3# ventilators）

4 通風性能及通風機組合評估

4.1 通風機組合及其風量分配

從流體力學理論看，變化的通風機功耗，會表現為靜壓與風量均變化，或者二者中其一占優變化。對于地鐵區間隧道通風排煙系統而言，行車道與排煙道之間的風量分配，或者二者斷面上的過流風速變化，必然受到通風機功耗的影響，并且，也會受到通風機組合的影響。其中，雙壓零抽通風機組合下行車道與排煙道風速及其變化，如圖7所示。

圖7 雙壓零抽雙側行車道與雙邊排煙道風速（1#，2#通風機）Fig.7 Velocities in driving lanes and SEDs of the TPZE combination （1#，2# ventilators）

在圖7中的雙壓零抽組合下，排煙道風速及其左右雙變分配，既受2#通風機影響，也受1#通風機影響；因此，1#與2#通風機算術和功耗之間影響排煙道風速，該風速直接受到雙壓零抽通風機組合功耗的影響，并且，對應于試驗“組數”對左右兩邊排煙道風速的影響。該影響即為“左邊排煙道風速（4#風井）”和“右邊排煙道風速（3#通風機）”曲線。進一步的擬合計算表明，左邊排煙道風速，主要受到高功耗的2#通風機影響；并且，發現2#通風機功耗對右邊排煙道風速的影響權重，其權重高于與右邊排煙道同側1#通風機的影響。推而廣之，可以得出：在雙壓零抽組合下，左右雙邊排煙道風速主要受到高功耗壓入式通風機的影響，行車道風速主要受就近通風機的影響。

雙壓一抽通風機組合下，通風機本機功耗與組合功耗對行車道與排煙道風速的影響，如圖8所示。根據圖8中的數據，通過擬合計算和相關性檢驗，針對左側行車道風速而言，該風速與2#通風機功耗的三次多項式Adj.R-Square小于0.95，但是，這個風速與3#通風機消耗功率的三次多項式Adj.R-Square大于0.95。進一步的擬合計算表明，右邊排煙道風速與3#通風機的三次多項式Adj.R-Square大于0.99，接近1.00，二者直接相關。為了量化3#通風機對不同風速的影響權重，以3#通風機功耗為因變量，比較4個風速依次為自變量的三次多項式Adj.R-Square，得出：3#通風機功耗與右邊排煙道風速是最高的，其次是左邊排煙道風速，排序第三的是右側行車道風速，最低的是左側行車道風速。

圖8 雙壓一抽雙側行車道與雙邊排煙道風速（1#，2#和3#通風機）Fig.8 Velocities in driving lanes and SEDs of the TPOE combination （1#，2#，3# ventilators）

顯然，在雙壓一抽通風機組合中，左右遠端的兩臺壓入式通風機和一臺抽出式通風對左右雙邊排煙道和左右雙側行車道風速的影響，存在顯著的差異；不同通風機組合對某側或某邊風速的影響，也存在顯著的差異。那么，如何量化不同通風機組合與隧道通風排煙系統性能之間的關系呢？為了解決通風排煙系統性能評估的問題，下一小節嘗試提出一個新的性能系數，以期量化性能之間的差異。

4.2 通風性能的新標準

在過海地鐵區間隧道的通風排煙系統中，主要由壓入式通風機提供的氣流起到稀釋和控制行車道中煙霧的作用，以保障救援安全。其中，風流體積流量，簡稱流量可假設如下：

式中 Qp——壓入式通風機提供的風量之和，m3/s；

i——下標，區段，i=1，…，n；

vp（i）——該段內的平均流速，m/s；

Ap（i）——上述流速相對應的段的面積值，m2。

在設置了通風井或排風機用以排煙的通風排煙系統中，排風量之和可表示為：

式中 Qe——抽出式通風機或通過風井排出的風量之和，m3/s；

1，…，j，m——下標，區段；

ve——平均風速，m/s；

Ae——截面面積值，m2。

在工程實踐或實際模型系統中，不可避免的是所提供的質量流量之和不精確等于排出的質量流量之和。供給和輸出之間存在一個差異；為了量化這一差異，可以提出一個公式，即供給與輸出之比，不妨稱之為排風因子，如下所示：

式中 η——排風因子，所提供的排放總量的百分比，%。

排風因子，不僅可以驗算模型試驗裝置的氣相泄漏，并利用了誤差散布理論而量化了風量系統誤差。

從誤差散布理論與測量計算來看，在模型試驗裝置或者工程現場中，易采集或測量到截面積、風速、靜壓和風機消耗功率等參數。利用這些基本的測定參數，從流體力學的觀點出發，本文提出了一種新的評價通風性能的指標，即性能系數，它等效于風壓，以期量化通風性能。性能系數的計算表達式，具體如下：

式中 HVSES——性能系數，等效于通風排煙系統的風流壓力，Pa；

N——通風機消耗功率值的總和，W；

k——下標，序列號，k=1，…，s，無量綱自然數。

應用性能系數計算式，評價不同通風機組合而構成的通風排煙系統及其效能。

4.3 通風機組合的評價與討論

為了評價雙壓零抽和雙壓一抽通風機組合的性能系數，首先需要驗算模型試驗中的系統誤差，特別是排風量誤差，即計算排風因子。

針對排風因子，利用圖3數據，并已知行車道斷面面積為0.236 m2和排煙道斷面面積為0.103 m2，進一步利用圖7和8中的風速數據，最后將式（1）和式（2）代入式（3）中，得到左右雙邊排煙道中的排風因子，如圖9所示。在圖9中，當雙壓零抽組合下1#通風機與2#通風機的本機功耗之和為107 W時，計算得出，左邊排煙道排風因子為46.67%，右邊排煙道排風因子為49.78%，且兩者之和等于96.46%；進一步，隨著雙壓零抽通風機組合功耗的增加，左右雙邊排風因子之和，雖有一定的小幅度波動，但卻基本維持恒定。當雙壓一抽通風機組合功耗為203 W時，左邊排煙道排風因子為32.16%，右邊排煙道為62.00%，且兩個百分比之和等于94.16%；隨著組合功耗的增加，右邊排煙道的排風因子逐漸增大而占主導地位，甚至超過90%；這表明，在雙壓一抽通風機組合條件下，3#通風機功耗會顯著的影響排煙道左右雙邊之間的風量分配。

圖9 通風機組合功耗與排風因子（雙壓零抽與雙壓一抽）Fig.9 Exhaust percents with consumed power of ventilator combination （TPZE and TPOE）

進一步，利用圖9中排風因子的數據，統計計算得到排風因子為94.71±0.95%；94.64%為平均值，而±0.95%是不確定率；這表明，風量系統誤差不高于6.77%。因此，在系統誤差可接受情況下，則由公式（4）計算而得的性能系數，可用于評價通風排煙系統效能。

針對性能系數，雙壓零抽與雙壓一抽通風機組合對比，如圖10所示。

圖10 通風機組合功耗與性能系數（雙壓零抽與雙壓一抽）Fig.10 Performance coefficient with consumed power of ventilator combination （TPZE and TPOE）

在圖10中，對于“雙壓零抽計算值”曲線上，當雙壓零抽功耗測得值為107 W時，其雙壓零抽通風機組合的性能系數計算值為129 Pa；隨著功耗的增加，性能值逐漸增大；在1 752 W時，雙壓零抽通風機組合而構成的通風排煙系統性能系數達到了最大值639 Pa。類似的，針對雙壓一抽通風機組合而構成通風排煙系統形式，當組合功耗為203 W時，性能系數出現最小值197 Pa；當功耗為773 W時，最大性能系數為507 Pa。但是，由于雙壓一抽與雙壓零抽的試驗數據跨度不一致，難以比較二者的性能系數。為了解決此問題，實施了性能系數與通風機組合功耗之間的線性擬合計算。計算結果表明，針對雙壓零抽的一次線性多項式Adj.R-Square大于0.98，而雙壓一抽的Adj.R-Square大于0.99。這說明，通風機組合功耗與性能系數之間具有顯著的線性相關性。在此基礎上，得到功耗預測值與預測性能系數之間的表達式，進而，繪制出雙壓零抽或雙壓一抽功耗預測值與預測性能系數的平均值與偏差值曲線及其偏差，如圖10所示。從圖可知，隨著通風機輸入頻率值的增加，通風機組合功耗也不斷變大，由通風機組合而構成的通風排煙系統性能系數也隨之提高；并且，雙壓一抽性能系數高于雙壓零抽，尤其是，隨著組合功耗的增加，雙壓一抽通風機組合而構成的通風排煙系統效能優勢更趨顯著。

5 結論

（1）無論是雙壓零抽，還是雙壓一抽通風機組合，行車道靜壓均為對稱分布，其鏡像面為“吊頂排煙口”功能段。

（2）雙壓一抽通風機中的抽出式通風機功耗，與左右兩邊排煙道煙氣流流速具有三次多項式，并且，主要影響著左右兩側行車道氣流流速。

（3）在通風機組合功耗較低的情況下，雙壓零抽而構成的通風排煙系統性能系數高于雙壓一抽；但是，隨著功耗的增加，雙壓一抽性能系數逐漸占優而成為優選的通風排煙系統；因此，建議優先采用雙壓一抽所構成的通風排煙系統。