杜江梅

(云南省交通投資建設集團有限公司，昆明 650200)

由于沉管隧道具有不影響航運、天氣適應性強等特點，已逐步成為跨越大面積水域的首選方案。沉管隧道一般暗埋里程較長，車輛通過隧道出入口時，駕駛人會經(jīng)歷明暗交替變化的視覺沖擊[1]，極易產(chǎn)生“眩暈”與“瞬盲”，行車安全隱患較大[2]。針對這一問題，國內外較為普遍的做法是設置洞口減光建筑[3]。

目前，國內外針對減光建筑的研究主要圍繞遮光棚亮度、材料折光率、駕駛人適應性等方面[4-6]。但隧道洞口減光建筑的設計除要滿足視覺適應需求外，還應兼顧隧道通風效果。由于沉管隧道結構特點，不同行車方向的進、出口間距很小，出口方向排出的氣體污染物極易被相鄰進口吸入造成“二次污染”，因此，對其通風特性的研究極為必要。而目前有關隧道洞口減光建筑通風特性的研究多集中于通風型式的定性分析，缺少對通風特性及污染物竄流規(guī)律的定量計算。湯召志[7]采用數(shù)值模擬方法，分析了減光建筑隔墻長度和頂棚鏤空面積對隧道進、出口污染空氣竄流形式的影響。楊秀軍等[8]采用數(shù)值模擬手段對沉管隧道洞口減光建筑不同形式下的污染物竄流量進行了計算。彭余華等[9]運用標準k-ε雙方程模型，得到了毗鄰隧道洞口減光建筑污染物擴散規(guī)律。傅向祥[10]采用CFD方法分析了不同通風開口方案的隧間減光建筑通風特性，得到了其通風開口高度的最優(yōu)設計值。綜上所述，現(xiàn)有減光建筑通風特性的研究對象主要是普通公路隧道，針對洞口相鄰、淺埋的沉管隧道，其洞口減光建筑通風特性的適用性缺乏實驗室相似模型對比驗證，計算結果存在不確定性。

為此，本文針對沉管隧道出口特點，制定減光建筑設計方案，建立SST-組分運輸模型，通過室內相似試驗對模型進行了驗證，并以某海底沉管隧道為研究對象，定量分析了大斷面沉管隧道洞口減光建筑不同設計方案對其通風效果的影響，得到減光建筑通風特性及污染物竄流規(guī)律，以期供類似沉管隧道洞口減光建筑設計參考。

1 減光建筑設計

常用隧道洞口減光建筑形式主要有遮光棚和遮陽棚2種[11]。其中遮陽棚因其頂部封閉，遮陽效果好、可適應多種復雜天氣環(huán)境，非常適合沉管隧道。但由于全封閉的環(huán)境對隧道的通風設計影響較大，因此在減光建筑設計過程中需考慮洞口通風特性。

減光建筑結構可分為鋼結構和鋼筋混凝土結構2種。鋼筋混凝土結構減光建筑耐久性強、運營成本低，但對洞口亮度調節(jié)能力較差。鋼結構減光建筑施工方便、通用性強，但運營期間維護成本高。結合沉管隧道出口暗埋的特點，其洞口減光建筑設計采用“鋼筋混凝土-鋼結構”組合模式。底層采用鋼筋混凝土結構與隧道洞口連成一體，便于維護；上層部分采用鋼結構形式，充分發(fā)揮其鏤空特點，增強隧道的通風性能，且在緊急情況方便逃生、救援。

隧道洞口減光建筑設計長度S可依據(jù)以下公式計算[12]：

(1)

式中：D為隧道進出口照明過渡段長度，m，可根據(jù)國內公路隧道照明標準取值；V為隧道設計速度，km/h；T為視覺適應時間，根據(jù)該海底隧道最不利情況洞內外照度差69 000 lx，取值為17 s[13]。由此，計算可得不同設計速度時隧道洞口減光建筑設計長度，如表1所示。

表1 隧道洞口減光建筑長度合理設計參數(shù)

本文以某海底沉管隧道洞口遮陽棚減光建筑通風設計為依托，該隧道洞口為雙向12車道，斷面為矩形，設計減光建筑凈高7.85 m～10.66 m，凈寬57 m，坡度2.3°。沉管隧道設計速度100 km/h，對照表1可知，其洞口減光建筑設計長度為56 m～84 m。減光建筑頂棚采用藍色有機玻璃遮陽棚，以便隧道洞口亮度可控；中間設置隔墻；兩邊邊墻鏤空，由于下部邊墻與隧道相連，仍處于暗埋段，因此鏤空只能設計在邊墻上部。其三維設計如圖1所示。

圖1 某海底沉管隧道洞口減光建筑三維設計

根據(jù)該海底沉管隧道工程實際情況，分析減光建筑3個主要設計參數(shù)對其通風特性及污染物竄流規(guī)律的影響。具體設計如下：1) 隔墻長度分別為0 m、14 m、28 m、42 m、56 m；2) 減光建筑長度分別為56 m、63 m、70 m、77 m、84 m；3) 邊墻鏤空面積分別為0 m2、30 m2、40 m2、50 m2、60 m2。共15種設計工況。

根據(jù)實測隧道洞內車輛通行條件下全年風速平均值，擬定右線進口風速為7.0 m/s，左線出口為4.7 m/s。隧道洞口污染物竄流的計算區(qū)域為減光建筑外30 m×139 m×80 m。根據(jù)現(xiàn)場初步勘測數(shù)據(jù)，計算區(qū)域是大氣環(huán)境，靜壓力為101.325 kPa。全年大多數(shù)情況，洞外自然風速為0.1 m/s～0.5 m/s。隧道內全年平均溫度為27 ℃，空氣密度為1.165 kg/m3，動力粘度為1.845×10-5Pa·s，重力加速度為9.8 m/s2，比熱容為1 005 J/(kg·K)，導熱系數(shù)為0.025 6 W/(m·K)，壁面粗糙度為0.022。隧道出口污染物包括CO、氮氧化物、SO2及PM 2.5等。由于CO濃度的測量比其他污染物更準確，且各污染物分布大致相同，因此CO的濃度分布即可代表污染氣流的分布，故本文選擇CO作為代表，對污染物分布特性進行分析。現(xiàn)場測定出口污風中CO濃度為20 cm3/m3，進口及大氣為新鮮風。

2 風流分析模型

由于標準k-ε模型計算量適中，且已有較多試驗數(shù)據(jù)驗證，其在通風特性計算中應用廣泛[14]。但標準k-ε有2個不足：1) 耗散低、特征長度大，導致壓力梯度流中的剪切應力計算偏大；2) 需要使用低雷諾數(shù)阻尼函數(shù)進行近壁面修正。近年來，各種風洞試驗表明，與標準k-ε模型相比，SST模型更適于研究空氣邊界層中的流動[15]。

SST模型是一個兩方程模型，結合了內邊界層模型和邊界層外區(qū)域模型。在邊界層內部通過公式使模型適用范圍從粘性層擴展到近壁面，因此SST模型可精確計算遠離壁面充分發(fā)展的低雷諾數(shù)湍流，如隧道通風。SST模型通過聯(lián)合近壁區(qū)域k-ω模型和自由剪切層的改進k-ε模型進行計算，實現(xiàn)步驟為：1) 將原始k-ω模型乘以混合函數(shù)F1；2) 轉換后的k-ε模型乘以(1-F1)；3) 將兩者相加。模型之間的切換調用由混合函數(shù)F1控制，其在近壁區(qū)為1(k-ω模型)，在自由剪切層則向0趨近(k-ε模型)，從而實現(xiàn)近壁區(qū)域k-ω模型到自由剪切層k-ε模型之間的過渡。此外，考慮到湍流剪應力傳輸效應在逆壓流動計算中的重要性，引入了渦粘性修正。SST模型表達形式如下：

(2)

(3)

φ=F1φ1+(1-F1)φ2

(4)

本例混合氣體中的各組分之間不發(fā)生化學反應，因此可采用多組分運輸模型，其組分輸運方程為：

(5)

式中：mj為第j種物質的質量分數(shù)，所有廢氣的質量分數(shù)之和為1；Smj是單位容積內組分j的生成率，假設無其他新污染源，則其值為0。本文以CO氣體代表污染物，與空氣混合進行計算，隧道內各氣體組分的基本參數(shù)如表2所示。

表2 減光建筑內各氣體參數(shù)

此外，隧道洞口減光建筑內的氣流流通和污染物擴散還受質量、動量和能量守恒方程的控制。本文采用有限體積法對上述方程組聯(lián)立求解。

3 模型驗證

為了驗證SST模型的可靠性，進行了不同工況下隧道污染物竄流規(guī)律相似模擬試驗研究，試驗裝置如圖2所示。以Froude準則為依據(jù)，參考國內外學者建立的相似模擬試驗系統(tǒng)，以前述某海底隧道工程實例為原型，在室內搭建了1/20 減光建筑模型，進行通風特性試驗分析。減光建筑模型高0.39 m～0.53 m，寬2.85 m，長3.5 m，坡度2.3°。單個隧道模型的寬度為1.4 m，遠大于美國消防協(xié)會得到的模型試驗最小尺度0.3 m[16]，氣流可充分發(fā)展，保證了試驗結果的準確性。試驗共設置不同進口風速、洞外風速、隔墻長度的12組工況，試驗結果如表2所示。模型選用材質與實際設計相同，通過風機將按比例混合好的風流從隧道出口送出，同時在隧道進口勻速吸入。利用傳感器實時采集風速及CO濃度。待風速及濃度穩(wěn)定后，記錄風速及CO濃度值，并計算出CO竄流率λ，計算公式如下：

(6)

式中：Qin為進口竄入的CO量；Qout為出口排出的CO量。

圖2 試驗裝置

采用SST-組分運輸模型對各試驗工況進行計算，同樣得到CO竄流率λ的值。模型計算結果與試驗結果的對比如表3所示。從表3數(shù)據(jù)可以看出，計算結果與實測值的最大偏差為5.2%，屬于±6%的允許誤差范圍，表明本文采用的數(shù)學模型合理，使用該數(shù)學模型進行實際工況隧道通風特性分析準確、可靠。

4 結果分析

以該海底沉管隧道為例，為定量分析減光建筑設計形式對其通風特性及污染物竄流規(guī)律的影響，采用SST-組分運輸模型對隧道出口減光建筑風流情況進行計算，并導出各計算工況中距該海底沉管隧道洞口35 m(縱向Z=-35 m)截面處，離地高度分別為1.5 m、4.5 m、7.5 m處的CO濃度值。

表3 試驗結果

4.1 中間隔墻對風流的影響

不同隔墻長度減光建筑距該海底沉管隧道洞口35 m(縱向Z=-35 m)截面不同高度處的CO濃度如圖3所示。隧道洞口橫向距離0 m～30 m為隧道出口側，風流中CO濃度為20×10-6cm3/m3，隧道洞口橫向距離0 m～-30 m為隧道進口側。由圖3可以看出，隧道出口的污染物會對進口的洞內環(huán)境造成污染。提取隧道進口側不同位置的CO濃度，如表4所示。設置隔墻后，隧道進口中部及頂部的CO濃度顯著降低，分布范圍也明顯減小，中間幾乎沒有污染物。這主要是由于減光建筑無中間隔墻時，負壓區(qū)僅集中在隧道出口附近，導致減光建筑外的新鮮空氣無法吸入。設有中間隔墻時，隔墻兩側形成了均勻的負壓帶，可保證進口有效吸入減光建筑外的新鮮空氣，從而減少對出口污風的吸入。

(a) 底部Y=1.5 m

(b) 中部Y=4.5 m

(c) 頂部Y=7.5 m

為進一步評價隧道洞口減光建筑污染物擴散特征，以該海底沉管隧道為例，采用竄流率對計算結果進行定量分析，如圖4所示。結果表明，中間隔墻設計長度低于28 m時，污染物竄流率保持在66.5%以上。當隔墻設計長度分別為42 m、56 m時，污染物竄流率分別降低至43.1%、17.7%。由圖4可見，設置隔墻對于改善隧道進口側的空氣環(huán)境有很大幫助，且長度應盡可能長。

4.2 減光建筑長度對風流的影響

不同長度減光建筑距該海底沉管隧道洞口35 m

圖4 不同隔墻長度減光建筑污染物竄流率

(縱向Z=-35 m)截面不同高度處的CO濃度如圖5所示。在減光建筑底部水平截面上，隧道進口CO濃度在左側、中間、右側達到峰值，而在中部、頂部水平截面上則呈兩側高、中間低的分布特征。隧道進口不同位置的CO分布情況如表4所示。從表4可知，減光建筑長度變化對隧道進口污染物分布影響不大。

采用竄流率針對不同長度減光建筑對進出口污染物的影響結果進行定量分析，如圖6所示。結果表明，減光建筑長度為56 m、63 m、70 m、77 m、84 m時，污染物竄流率分別為17.7%、17.9%、18.2%、18.3%、18.5%。由此可進一步驗證上述結論，即設計速度100 km/h的矩形大斷面隧道洞口減光建筑長度變化對隧道相鄰進口污染物竄流影響不大；對隧道整體通風效果進行分析，減光建筑長度較小時，進口風速較快，形成明顯的剪切效應，出口風流更容易進入進口，對其造成污染。而減光建筑長度較大時，風流沿程損失增加，須在進口增加通風設備以保證風量，導致通風效率低。為了減少污染物竄流產(chǎn)生的二次污染，同時減少不必要的壓力損失，實際工況下隧道洞口減光建筑長度最優(yōu)值建議取長度設計值范圍的中值。

表4 右線進口污染物分布情況

(a) 底部Y=1.5 m

(b) 中部Y=4.5 m

(c) 頂部Y=7.5 m

圖6 不同長度減光建筑污染物竄流率

4.3 邊墻鏤空對風流的影響

不同邊墻鏤空面積減光建筑距該海底沉管隧道洞口35 m(縱向Z=-35 m)截面不同高度處的CO濃度如圖7所示。隧道進口不同位置的CO分布情況如表4所示。由圖7可見，減光建筑邊墻鏤空可顯著降低隧道進口底部、中部及頂部左側的CO濃度，從而有效改善進口污染情況。這主要是由于減光建筑進口側邊墻鏤空后，外部新鮮風流大量流入進口，從而減少了對相鄰出口污風的吸入。此外，減光建筑邊墻鏤空后，出口、進口風流通道增加，風流易于流通，隧道洞口負壓較小，整個減光建筑的壓損較小，通風效率高。

(a) 底部Y=1.5 m

(b) 中部Y=4.5 m

(c) 頂部Y=7.5 m

采用竄流率針對不同邊墻鏤空面積減光建筑對污染物的影響結果進行定量分析，如圖8所示。結果表明，相較于70 m長度減光建筑邊墻不鏤空時，邊墻鏤空可將污染物竄流率從18.2%降至12.5%，且隨著邊墻鏤空面積增加，污染物竄流率線性降低。對于其他長度減光建筑的計算結果也與此相同。綜上所述，在減光建筑兩側邊墻進行鏤空，可有效減少污染物竄流產(chǎn)生的二次污染，同時降低風流壓損，提高通風效率。

圖8 不同邊墻鏤空面積減光建筑污染物竄流率

5 結論

1) 在減光建筑中間設置隔墻，可在其兩側形成均勻負壓帶，保證其進口側有效吸入減光建筑外的新鮮空氣，從而有效降低污染物竄流率。

2) 減光建筑長度較小時，出口風流更易進入進口，對其造成污染。而減光建筑長度較大時，風流沿程損失增加，導致通風效率低。綜合考慮，減光建筑長度最優(yōu)值建議取長度設計值范圍的中值。

3) 隨著邊墻鏤空面積增加，污染物竄流率線性降低。減光建筑兩側邊墻鏤空可有效減少污染物竄流產(chǎn)生的二次污染，同時降低風流壓損，提高通風效率。