公路隧道火灾期间温度场特性分析 贾俊安 党亚龙 王鹏飞 谷建峰 姜云鹏

《Buildings》：Analysis of Temperature Field Characteristics of Highway Tunnels During Fire Junan Ji, Yalong Dang, Pengfei Wang, Jianfeng Gu and Yunpeng Jiang

　　摘要：本文研究了高速公路隧道在火灾条件下的温度场特性。通过数值模拟结合缩比物理模型试验，分析了在不同通风条件下的隧道内部及衬砌结构的热特性。以一节超长双管高速公路隧道为案例研究对象，利用FLUENT软件建立了数值模型，模拟了在不同纵向通风速度下的100 MW火灾情况。此外，还制作了一个几何相似比为1:2.7的缩比物理模型，以研究衬砌含水量对热传递特性的影响。研究结果表明，800°C以上的高温区域主要集中在火灾源周围约100米范围内，向上游延伸约20米，向下游延伸约80米。随着通风速度的提高，火灾源附近的高温区域逐渐减小，上游烟雾回流长度缩短，下游的热影响范围扩大。 cross-sectional温度分布表现出明显的空间变化：火灾源附近温度相对均匀，而上游和下游部分的顶部温度较高，随后是拱部和侧壁。在衬砌结构中观察到明显的热滞后效应，即离火灾源越远，加热速率越慢，峰值温度越低。同时还发现了一个约100°C的温度平台，这主要是由于水分蒸发过程中吸收的潜热所致。较高的含水量也会导致穿过衬砌层厚的温度梯度更加显著。这些发现为隧道消防安全设计、烟雾控制策略及疏散安全分析提供了宝贵的参考。

1. 引言
高速公路隧道在现代交通系统中发挥着重要作用；然而，隧道火灾仍然是最危险的交通事故类型之一。尽管隧道火灾发生频率较低，但由于其封闭的环境、有限的疏散路线以及灭火操作的困难，其后果往往非常严重[1,2]。在隧道火灾中，大量热量和有毒烟雾会迅速在隧道内积聚，导致温度过高和有害气体排放，严重危及人员和救援人员的安全。隧道火灾的原因多种多样，包括车辆碰撞、车辆自燃、设备故障和人为因素[3,4,5,6]。一旦发生火灾，热量和烟雾的消散受到隧道结构的限制，导致温度在短时间内急剧上升。在某些情况下，隧道内的温度几分钟内即可超过1000°C，从而严重影响能见度以及疏散和应急响应[7,8]。此外，隧道内的灭火工作极具挑战性，因为密集的车辆可能会引发二次火灾，进一步扩大火灾规模和损害程度[9,10,11,12]。为了更好地理解隧道内的热响应，已经进行了大量的研究，包括实验、缩比实验和数值模拟。Carvel等人[13]利用贝叶斯概率方法结合实验数据，分析了纵向通风对不同类型火灾的影响。Li等人[14]的缩比实验表明，侧壁的限制和火灾源高度的增加会显著提高顶部温度和火焰冲击的概率。Amouzandeh等人[15]的CFD（计算流体动力学）模拟显示，在低通风速度下顶部温度变化较小，而随着风速的增加，温度变化明显减小。以往的研究还关注了通风条件、隧道几何形状和火灾源特性对温度分布的影响。Wan等人[16]的数值研究表明，在低纵向通风情况下，顶部温度对堵塞比例更为敏感。Ingason等人[17]使用缩比实验装置研究了隧道火灾的关键参数，包括热释放率（HRR）、顶部气体温度、烟雾回流长度和火焰长度。Yao等人[18]基于缩比物理模型测试，开发了一个分段预测模型，用于表征纵向通风条件下隧道顶部下方气体的峰值温度升高的情况。Zhang等人[19]的全尺寸实验表明，竖井位置对烟雾抽取效率有显著影响，而Tang等人[20]探讨了控制多个相邻火灾情况下烟雾传播所需的临界纵向通风速度。尽管之前的研究主要集中在气体行为和环境参数（如通风和火灾规模）上，但对隧道衬砌本身的热响应关注较少。特别是考虑到水分含量对长期火灾暴露下热传递和热滞后的重要影响，有必要进一步研究其作用。因此，本研究采用了两种互补的方法来研究高速公路隧道火灾的温度场特性。首先，利用基于FLUENT（2025 R1）的模型和100 MW火灾情景，进行了数值模拟，分析了在不同纵向通风速度（0.5–5.0 m/s）下的温度分布和烟雾传播演变。其次，在自然通风条件下进行了缩比物理模型试验，以研究衬砌含水量对热传递和热滞后的影响——这个因素在数值上难以准确捕捉。这些发现有望为隧道消防安全设计、烟雾控制策略和疏散安全评估提供宝贵的参考，同时有助于更深入地理解通风和衬砌材料特性共同作用下的热行为。

2. 数值模拟
本文以一段超长的高速公路隧道作为数值模拟的工程背景。如图1所示，该隧道采用双管分离结构，左右管长分别为4003.19米和4070米，中心间距为45米，设计速度为80公里/小时。采用单中心圆形截面，内半径为5.40米，拱高为7.1米，净宽为9.75米，净高为5.0米。衬砌厚度为62厘米。上坡方向的纵向坡度为+2.05%，下坡方向为+2.11%。采用了结合竖井和纵向喷射风扇的联合通风系统。

为了分析火灾期间的温度场演变，选择了隧道中段一段1000米长的区域（里程K18 + 530至K19 + 090）作为计算域。火灾源长度为90米，位于里程K18 + 650至K18 + 740之间。根据典型重型车辆火灾的统计数据，热释放率（HRR）设为100 MW，火灾持续时间为2小时。基于实际隧道火灾调查的数据，采用了2.5米/秒的基线纵向通风速度。进一步设计了通风速度从0.5米/秒到5.0米/秒的一系列案例，以研究通风速度的影响。

2.1. 几何模型
数值模拟旨在分析隧道上游段火灾期间的烟雾传播和热分布特性。计算域涵盖了里程K18 + 290至K19 + 290之间的隧道部分，总长度为1000米。这一范围全面涵盖了受火灾产生的烟雾和热量影响的主要区域。火灾源位于里程K18 + 665至K18 + 685之间，被理想化为尺寸为20米×2米×3米的体积热源。隧道入口边界条件设为速度入口边界条件，出口边界条件设为压力出口边界条件。采用62厘米的混凝土衬砌厚度，因为在火灾持续时间内，认为该深度以下的熱穿透可以忽略不计。模拟中采用的热物理参数如下：空气的密度和比热容分别为1.225千克/立方米和1006.43焦耳/(千克·开尔文)；混凝土的相应值为2400千克/立方米和1100焦耳/(千克·开尔文)。采用右手笛卡尔坐标系，原点位于隧道入口的中心。隧道沿正z轴延伸，纵向坡度为2.05%，在出口边界终止。隧道的几何模型如图3所示。

2.2. 边界条件和假设
为了准确模拟高温火灾情景下的辐射热传递过程，本文选择了离散坐标辐射模型进行数值计算。采用体积热源模型来简化火灾源的表示，将其等同于一个具有恒定热释放率100 MW的流体热生成区域，未考虑燃烧化学反应或动态火焰传播过程。烟雾被建模为热空气。虽然忽略了烟尘辐射和有毒成分的影响，但这种简化被认为足以满足分析温度场分布的工程精度要求。为了便于火灾的数值模拟，做出了以下基本假设：
(1) 假设火灾前隧道内的气流场是均匀的；
(2) 假设隧道墙壁是干燥且不透气的；
(3) 忽略了车辆和人员引起的气流扰动；
(4) 忽略了机械通风、环境反馈和氧气浓度对燃烧的影响。
计算的初始条件如下：火灾源的初始温度为350°C，隧道内空气的初始温度为27°C，密度为1.225千克/立方米，相对压力为0帕（参考大气压力为101,325帕）。边界条件配置如下：入口处设为速度入口边界，出口处设为压力出口边界，墙壁处设为无滑移固体壁边界，壁面粗糙度系数为0.01。火灾源被实现为流体源项。虽然VHS和热空气近似法提供了计算效率和足够的工程精度，用于分析由浮力和通风驱动的总体温度场和烟雾分层，但它可能导致火灾源周围峰值辐射热通量的低估。未来的研究可以考虑结合更复杂的燃烧和辐射模型，如带有烟尘模型的涡耗散概念（EDC），以捕捉这些更细微的细节。

2.3. 网格独立性验证
网格分辨率是影响隧道火灾模拟精度的关键因素。虽然较小的网格尺寸通常可以提高预测精度，但相应地也会增加计算成本。特征火灾直径（D*）被广泛用于确定适当的网格尺寸。当D*是网格尺寸的4–16倍时，通常可以获得可靠的模拟结果[21]。特征火灾直径的计算公式如下：
(1)
其中ρ∞表示环境空气密度（1.225千克/立方米），cp表示空气在恒压下的比热容（1.02千焦耳/(千克·开尔文)，T∞表示环境温度（300开尔文），Q是火灾的热释放率（100 MW），g是重力加速度（9.81米/秒2）。由此计算得出特征火灾直径D*为5.95米。因此，选择了0.4–1.5米的最优网格尺寸范围。鉴于隧道的较长纵向长度和计算效率的限制，采用了非均匀网格划分策略。火灾源附近区域采用0.5米的细网格，而远离火灾源的区域采用1.0米的粗网格。

2.4. 模拟案例
为了研究在不同纵向通风条件下的隧道孔洞及其衬砌结构内的温度场特性，共设计了十种模拟案例。在所有情况中，HHR的火功率始终固定为100兆瓦（MW），而纵向通风速度则在0.5–5.0米/秒（m/s）的范围内变化。这些参数条件使得能够系统地研究通风速度对隧道内温度分布和烟雾传播特性所产生的影响。相应的模拟条件总结在表1中。

4. 相似的物理模型测试
在隧道火灾期间产生的高温是通过烟雾流动传递的，这可能导致混凝土衬砌遭受严重的热损伤，包括剥落、开裂，甚至由于热应力和强度降低而导致的部分结构坍塌。然而，直接测量全尺寸隧道火灾中的热场极其危险且技术上具有挑战性。因此，使用缩小比例的物理模型测试是一种有效且可靠的方法，用于研究火灾条件下隧道衬砌的热响应。通过应用相似性原理，缩小比例的模型测试可以安全地再现隧道火灾的主要特征，并揭示混凝土衬砌结构在极端热负荷下的温度分布和传热特性。

4.1 相似性理论
4.1.1 相似性标准的选择
缩小比例隧道火灾模型测试的设计基于弗劳德相似性标准。该标准适用于浮力驱动的火灾烟雾流动问题，其核心要求是模型与原型之间的弗劳德数相等，即惯性力与浮力之比保持不变。雷诺数的影响被忽略了，因为假设流动处于完全发展的湍流状态。

4.1.2 相似性常数和关系
几何相似比被设定为...（原文此处数据缺失）。其中下标...分别代表模型和原型。根据弗劳德标准，主要物理量的相似性关系见表2。

4.1.3 热释放率的相似性设计和校准
原型采用了100 MW的全尺寸火灾规模，这代表了重型车辆火灾的典型值。根据相似性关系，模型的理论HRR（热释放率）计算如下：
（公式省略）
为了验证实际HRR是否满足相似性要求，在正式测试之前校准了柴油-木材燃料组合的燃烧率。通过测量单位时间的燃料消耗率，实际HRR计算约为8.1–8.7 kW，这与理论值吻合良好。

4.2 物理模型测试材料
本文建立了一个几何相似比为1:2.7的缩小比例隧道衬砌模型。火源的尺寸也按照相同的相似比进行了缩放。火源装置由0.3厘米厚的钢板制成，内部尺寸为80厘米×120厘米×50厘米。实际的隧道火灾是由车辆碰撞引起的，导致燃料泄漏和点燃。考虑到发动机油的闪点是大约350°C，并考虑到实验的安全性和可行性，模型测试中选择了柴油燃料和木材作为替代燃料。具体来说，使用了闪点接近350°C的0#柴油燃料，总量为180升，以及190公斤的木材。燃烧持续时间根据缩小比例模型与实际隧道火灾之间的时间相似性标准来确定。

4.3 模型设计和制造
如图13所示，使用C25混凝土制造了一个6米长的隧道衬砌模型。为了研究含水量对衬砌内部温度分布的影响，模型被纵向分为两部分：前3米部分的含水量为8%，后3米部分的含水量为12%。实验分析了隧道衬砌横截面不同位置的温度变化，包括顶部、拱部和侧壁。此外，还研究了通过衬砌厚度的传热特性。在此测试阶段没有考虑通风效应，模型在自然通风条件下进行了测试，没有外部气流。

4.4 测量布置和测试条件
温度传感器沿着隧道模型的纵向方向部署在九个横截面（A–I）上，相邻部分之间的间距为60厘米。每个横截面上安装了七个温度传感器（I–VII），其中左侧的传感器用于验证右侧获得的测量数据。在每个横截面的右侧，传感器以5厘米的间隔嵌入，以监测通过衬砌厚度的温度变化；而左侧的传感器则以10厘米的间隔布置。此外，每个横截面上最靠近火源的传感器用于测量隧道内部的空气温度，其余传感器记录衬砌结构内部的温度。监测点的详细布置如图14所示。

4.5 实验结果与分析
如图15所示，模拟了火源并收集了数据。实验总持续时间为30小时，包括6小时的火灾暴露时间，随后是24小时的冷却和火灾后观察时间。在测试期间，温度传感器持续监测衬砌内部各位置的温度变化。火灾后进行了目视检查，以评估衬砌的表面损伤特性。分析重点关注了衬砌内表面的温度分布、不同衬砌深度的内部传热特性以及含水量对热响应的影响。通过比较模型不同部分的结果，系统地分析了含水量对峰值温度、加热速率和热滞后的影响。

4.5.1 隧道衬砌内表面的温度分布
图16展示了火灾试验期间隧道衬砌内表面在不同位置的温度变化曲线。在初期火灾阶段，足够的燃料和氧气导致高热释放率。因此，模型隧道内部的温度迅速上升，衬砌内表面吸收了大量热量，在大约10分钟内达到了峰值温度。随后，衬砌表面温度保持在较高水平约20分钟，然后随着火灾强度的减弱而逐渐下降。结果表明，衬砌表面的峰值温度随着距离火源的距离增加而降低。靠近火源的部分具有更高的峰值温度和更快的加热速率，而远离火源的部分显示出更慢的温度上升和较低的最大温度。含水量对衬砌的热响应有显著影响。在距离火源相同的位置，含水量较高的衬砌段具有较低的峰值温度和较慢的加热速率。这种行为主要归因于混凝土内部水分的蒸发，水分吸收了大量热量，从而延缓了温度上升。

4.5.2 通过隧道衬砌厚度的温度分布
混凝土衬砌内的传热主要通过热传导发生。随着内表面温度的升高，热量逐渐向衬砌内部传播，形成了沿衬砌厚度的温度梯度。图17展示了火源段顶部衬砌不同深度（5厘米、10厘米和15厘米）的温度变化。
结果表明，衬砌的内部热响应表现出明显的滞后效应。尽管衬砌内表面在点火后大约10分钟达到峰值温度，但在5厘米深度处的峰值温度却在大约15–60分钟出现。对于10厘米和15厘米的深度，峰值温度的出现分别延迟到了大约45–75分钟和80–120分钟。这表明混凝土具有较高的热质量和相对较低的热导率，导致衬砌内部的热传递较慢。在距离火源相同的位置，含水量较高的衬砌段表现出较低的内部峰值温度和更长的达到峰值的时间。这种效应在靠近火源的部分尤为明显，因为那里的热输入最为强烈。

4.5.3 通过隧道衬砌厚度的温度分布
混凝土衬砌内的传热主要通过热传导发生。随着内表面温度的升高，热量逐渐向衬砌内部传播，形成了沿衬砌厚度的温度梯度。图17展示了火源段顶部衬砌不同深度（5厘米、10厘米和15厘米）的温度变化。
结果表明，衬砌的内部热响应表现出明显的滞后效应。虽然衬砌内表面在点火后大约10分钟达到峰值温度，但在5厘米深度处的峰值温度大约在15–60分钟出现。对于10厘米和15厘米的深度，峰值温度的出现进一步延迟到了大约45–75分钟和80–120分钟。这表明混凝土具有较高的热质量和相对较低的热导率，导致衬砌内部的热传递较慢。在距离火源相同的位置，含水量较高的衬砌段表现出较低的内部峰值温度和达到峰值的时间较长。这种效应在靠近火源的部分尤为显著，因为那里的热输入最为强烈。此外，在5厘米和10厘米深度的温度曲线中观察到了接近100°C的温度平台。这些平台的出现是因为部分吸收的热量被水分蒸发所消耗，限制了进一步的温度上升。温度平台的持续时间受多种因素影响，包括含水量、距离火源的距离和测量深度。较高的含水量、距离火源的距离较远以及衬砌内部深度的增加都导致平台持续时间较长。这些观察进一步验证了水分蒸发在火灾暴露期间控制隧道衬砌热响应中的重要作用。

5. 结论
基于数值模拟和缩小比例的物理模型测试，本文研究了高速公路隧道在火灾条件下的温度场特性以及隧道衬砌结构的热响应特性。主要结论如下：
(1) 隧道火灾过程中的传热机制表现出明显的区域特征：隧道空间内的热传导占主导地位，热辐射显著影响火源附近的衬砌表面，而热传导则控制着衬砌的内部，导致热量传播缓慢。
(2) 温度场分析显示，超过800°C的温度区域集中在距离火源大约100米的范围内（上游20米，下游80米）。增加纵向通风速度可以有效抑制上游烟雾的回流，并减少火源附近的高温区域，但会扩大下游的热影响范围。横截面上，火源附近的温度相对均匀，而上游和下游部分则遵循顶部 > 拱部 > 侧壁的模式。
(3) 衬砌内表面的加热速率和峰值温度受到距离火源的距离和混凝土含水量的影响——距离更远和含水量越高，加热速率越慢，峰值温度越低。衬砌内部观察到明显的热滞后效应，且随着含水量的增加，这种效应变得更加显著，伴随着沿衬砌厚度的温度梯度更加陡峭。
(4) 数值模拟和物理建模的结合揭示了隧道火灾热行为的多方面特性。数值研究表明，纵向通风速度显著影响温度场的纵向范围和横截面分布。实验中，物理模型测试独特地展示了混凝土含水量引起的大温度滞后和峰值温度降低效应，这一因素在数值模型中经常被简化。总体而言，本文的结果为理解火灾期间高速公路隧道的热特性提供了有价值的参考。这些发现可以支持隧道结构的防火设计、通风和烟雾控制策略的优化，以及疏散安全的改进。未来的研究可以进一步考虑通风控制、材料热降解以及不同火灾规模之间的耦合效应，以提高研究结果的适用性。