馬占海 徐 瑩 張錦秋 劉賢鵬 馬立剛

(1.河北省高速公路延崇籌建處,張家口;2.河北工業(yè)大學(xué),天津)

0 引言

隨著我國公路交通網(wǎng)絡(luò)的不斷發(fā)展與完善,長隧道、特長隧道的建設(shè)和運營愈來愈多。隧道建設(shè)規(guī)模不斷增大,使污染物更易積聚于隧道內(nèi),成為影響隧道安全運營的重要因素。因此,通風(fēng)系統(tǒng)對降低隧道內(nèi)污染物濃度、保障隧道安全運營十分重要[1-2]。

常見的隧道通風(fēng)方式有自然通風(fēng)[3-4]、橫向通風(fēng)[5]和縱向通風(fēng)[6]。橫向通風(fēng)有全橫向和半橫向通風(fēng)2種形式。橫向通風(fēng)需要在隧道內(nèi)設(shè)置道板、吊頂和風(fēng)井,增加了隧道建設(shè)工程量;且通風(fēng)阻力較大,增大了隧道運營成本[7]。采用射流風(fēng)機誘導(dǎo)的縱向通風(fēng)可以有效利用隧道通行車輛產(chǎn)生的活塞風(fēng),具有工程造價低、設(shè)備簡單、使用方便等優(yōu)點[8-9]。世界道路協(xié)會(PIARC)調(diào)查發(fā)現(xiàn),所調(diào)查的27條隧道中,超過70%采用縱向通風(fēng)方式[10]?？v向通風(fēng)已成為公路隧道的主要通風(fēng)方式[11]。

縱向通風(fēng)的通風(fēng)效率取決于射流風(fēng)機產(chǎn)生空氣射流的誘導(dǎo)和升壓效應(yīng)。在實際隧道中,射流風(fēng)機通常安裝于隧道頂壁附近。由于科恩達效應(yīng)(Coanda effect),導(dǎo)致空氣射流吸附于隧道頂板,從而產(chǎn)生較大的壁面剪應(yīng)力[12],造成動量損失而影響射流風(fēng)機的升壓效應(yīng)。因此,國內(nèi)外學(xué)者對射流風(fēng)機的最佳安裝參數(shù)進行了研究,如射流風(fēng)機俯仰角[13]、偏轉(zhuǎn)角[11],并取得了諸多研究成果。

JTG/T D70/2-02—2014《公路隧道通風(fēng)設(shè)計細則》[14]規(guī)定了射流風(fēng)機選型和布置部分參數(shù),但并未對參數(shù)的推導(dǎo)和影響規(guī)律作出解釋。本文對公路隧道射流風(fēng)機布置參數(shù)的相關(guān)研究進行了綜述,從通風(fēng)射流特性及通風(fēng)質(zhì)量評價參數(shù)出發(fā),總結(jié)了直線與曲線公路隧道射流風(fēng)機縱向和橫斷面布置重要參數(shù)及其影響規(guī)律。其中,風(fēng)機射流俯仰角和偏轉(zhuǎn)角研究的總結(jié),豐富了JTG/T D70/2-02—2014《公路隧道通風(fēng)設(shè)計細則》的相關(guān)內(nèi)容,可為公路隧道縱向通風(fēng)射流風(fēng)機的布置提供參考,有利于隧道運營通風(fēng)的優(yōu)化設(shè)計和能源節(jié)約。

1 通風(fēng)射流特性及通風(fēng)質(zhì)量評價

1.1 通風(fēng)射流特性

通風(fēng)射流具有誘導(dǎo)特性和增壓特性。隧道射流通風(fēng)的誘導(dǎo)和升壓作用使隧道內(nèi)氣流定向流動,實現(xiàn)隧道通風(fēng)。

射流風(fēng)機發(fā)出的高速射流受前方隧道氣流的阻力作用,致使部分氣體沿隧道下部向后流動產(chǎn)生旋渦,射流微團產(chǎn)生的橫向脈動與隧道氣流進行能量交換,實現(xiàn)對隧道氣流的“卷吸”?！熬砦弊饔檬股淞饔绊懛秶鷶U大,流量增加;隧道低速氣流的加入,使得射流速度減小,壓力上升。直至射流充分發(fā)展前,整個隧道氣流沿縱向呈現(xiàn)一種漸變的、非均勻的逆壓流動。射流充分發(fā)展后,伴隨流消失,斷面速度趨于均勻[15]。圖1為隧道內(nèi)射流風(fēng)機啟動后速度流場分布圖[16]。風(fēng)機啟動30 s后,在風(fēng)機前下方出現(xiàn)明顯渦流,如圖1a所示;射流充分發(fā)展后,隧道內(nèi)速度形成穩(wěn)定定向流,如圖1b所示。

圖1 風(fēng)機啟動后隧道內(nèi)流場矢量圖

射流通風(fēng)是射流動能轉(zhuǎn)化為勢能的過程。在風(fēng)機工作面末端,斷面速度分布均勻,湍動強度趨于穩(wěn)定,射流風(fēng)機組升壓力最高[17]。單臺射流風(fēng)機的升壓力可表示為[14]

(1)

式中 Δpj為單臺射流風(fēng)機的升壓力,Pa;ρ為計算點的空氣密度,kg/m3;vj為射流風(fēng)機的出風(fēng)口速度,m/s;Aj為射流風(fēng)機出風(fēng)口面積,m2;Ar為隧道凈空斷面積,m2;vr為隧道設(shè)計風(fēng)速,m/s;η*為射流風(fēng)機位置摩擦阻力損失折減系數(shù)。

1.2 通風(fēng)質(zhì)量評價

為評價隧道通風(fēng)質(zhì)量,研究者提出了多種通風(fēng)質(zhì)量評價指標,如斷面平均風(fēng)速、風(fēng)機升壓折減系數(shù)、空氣齡[17-18]。

隧道射流通風(fēng)中,因隧道斷面面積較大,風(fēng)速分布往往不均勻,通常采用斷面平均速度分布對通風(fēng)射流發(fā)展狀態(tài)進行定量評價。

風(fēng)機升壓折減系數(shù)η是衡量風(fēng)機升壓能力的重要指標,部分文獻稱之為風(fēng)機升壓綜合影響系數(shù)K,其表達式為

(2)

式中 Δpaj為實際升壓力,由實際測量或數(shù)值計算得到,Pa。

η或K值越大,表明風(fēng)機實際升壓力值與理論值越接近,風(fēng)機通風(fēng)效果越好。王旭等人基于現(xiàn)場實測和數(shù)值計算,揭示了海底隧道腐蝕環(huán)境下風(fēng)機升壓力衰減機理并建立了風(fēng)機升壓力的計算方法[19]。

空氣齡指空氣進入空間后經(jīng)歷的時間,能夠反映空間內(nèi)的氣體流動模式和通風(fēng)效果。與之相關(guān)的指標有換氣率、換氣指數(shù)等。

2 風(fēng)機組縱向布置參數(shù)

2.1 縱向控制間距理論計算

射流的充分發(fā)展是射流風(fēng)機實現(xiàn)高效通風(fēng)的重要條件。若風(fēng)機組縱向間距過小,隧道內(nèi)尚未形成均勻流速,將會影響下一組射流風(fēng)機的工作性能[18,20]。為提高隧道射流通風(fēng)效率,保障射流充分發(fā)展與風(fēng)機的正常工作,射流風(fēng)機間應(yīng)保持合理的縱向控制間距。

孫三祥等人提出了風(fēng)機組縱向控制間距的計算方法[21]。依據(jù)射流通風(fēng)系統(tǒng)的單元流動模式(如圖2所示),將風(fēng)機組的縱向控制間距l(xiāng)mc表示為

圖2 射流通風(fēng)系統(tǒng)的單元流動模式

lmc=lj+lst=lsu+lin+lst

(3)

式中l(wèi)j為射流風(fēng)機工作段長度,m;lst為兩工作段之間的穩(wěn)定段長度,m;lsu為吸入段長度,m;lin為誘導(dǎo)長度,m。

依據(jù)吸風(fēng)口的流場特性和試驗結(jié)果,確定吸入段長度lsu=1.5D,穩(wěn)定段長度lst≥2D(D為隧道斷面當(dāng)量直徑)。

射流誘導(dǎo)長度lin是風(fēng)機射流主要幾何特性的定量描述,其回歸方程為

lin=(7.16+62.93α-108.20mβ)D

(4)

式中α為速度比,α=vr/vj;m為斷面風(fēng)機臺數(shù);β為面積比,β=Aj/Ar。

風(fēng)機組的縱向控制間距可整理為

lmc=(9.5+63α-108mβ)D

(5)

2.2 縱向控制間距分析

依據(jù)射流風(fēng)機的流場特征,總結(jié)出射流充分發(fā)展的風(fēng)機工作段末端呈現(xiàn)出以下特性[21]：1) 斷面氣流速度分布均勻;2) 湍流強度趨于穩(wěn)定;3) 風(fēng)機工作段末端對應(yīng)射流最高升壓面。因此,射流風(fēng)機最小縱向間距可通過隧道斷面速度、湍流強度和最高升壓面位置確定。

楊秀軍等人基于射流力學(xué)有關(guān)原理得出:風(fēng)機口徑、射流風(fēng)機軸線之間的距離及隧道設(shè)計風(fēng)速影響射流風(fēng)機組的縱向最小間距;射流風(fēng)機口徑越大,射流縱向充分發(fā)展的距離越大。同時,推導(dǎo)了風(fēng)機組縱向控制間距計算方法;依據(jù)射流風(fēng)機工作段末端特性,確定射流風(fēng)機工作段的最小距離為110 m,與理論計算解基本相同[17]。

李曉菲等人建立了橫斷面布置2臺射流風(fēng)機的隧道CFD模型,依據(jù)射流風(fēng)機工作段末端特性,確定了射流風(fēng)機誘導(dǎo)段長度和風(fēng)機縱向控制間距,并與式(5)理論解對比,驗證了數(shù)值分析的準確性[22]。此外,李曉菲等人采用升壓綜合影響系數(shù)K評估了不同射流風(fēng)機縱向控制間距l(xiāng)mc的通風(fēng)效果[22],如圖3所示。升壓綜合影響系數(shù)K值愈接近1,風(fēng)機組實際升壓力值與理論壓力值愈接近,即風(fēng)機組性能愈佳。由圖3可以看出,當(dāng)風(fēng)機縱向控制間距為100～115 m時,隧道射流通風(fēng)效果最好。隨著風(fēng)機縱向控制間距的增大,射流通風(fēng)效果明顯降低。

圖3 風(fēng)機縱向控制間距l(xiāng)mc與升壓綜合影響系數(shù)K關(guān)系曲線[22]

Liu等人通過搭建物理模型試驗平臺,模擬了汾水嶺長隧道通風(fēng)系統(tǒng),結(jié)果表明,所提出的射流風(fēng)機布置方案能滿足短期設(shè)計風(fēng)速需求[1]。

3 風(fēng)機組橫斷面布置參數(shù)

3.1 風(fēng)機橫向間距

為方便隧道射流風(fēng)機的管理與維護,在隧道同一斷面內(nèi)通常布置2臺或多臺射流風(fēng)機。除風(fēng)機組縱向控制間距外,射流的誘導(dǎo)和升壓效應(yīng)也受風(fēng)機橫向間距影響。

風(fēng)機出口處的射流相互卷吸和干擾,直至融合為一股射流,最終與隧道內(nèi)氣流完全混合,形成穩(wěn)定定向流[16]。雙股射流流動特征如圖4所示[23],射流融合前的發(fā)展區(qū)域為會聚區(qū),初始融合點為自由滯點,射流融合后形成聯(lián)合區(qū),并穩(wěn)定流動。

圖4 雙股射流基本流動特征[23]

風(fēng)機組橫向間距過小時,射流橫向影響范圍小,隧道氣流未能通過射流微團產(chǎn)生的橫向脈動進行動量與能量交換,不能有效誘導(dǎo)隧道氣流[24];同時,自由滯點靠近風(fēng)機出口,射流縱向影響范圍小,射流風(fēng)機升壓力降低。風(fēng)機組橫向間距過大時,風(fēng)機與隧道側(cè)壁的距離接近,壁面摩擦阻力降低射流動能,射流不能會聚,隧道氣流較難達到平穩(wěn),射流升壓力減小[25]。

方勇等人通過CFD數(shù)值模擬計算得出,三車道公路隧道射流風(fēng)機的橫向間距為風(fēng)機橫斷面直徑的3～4倍時,射流風(fēng)機升壓效果好,此時風(fēng)機距離變化對升壓力的影響較小[26]。徐志勝等人通過比較風(fēng)機不同橫向間距的升壓折減系數(shù),確定風(fēng)機最佳橫向間距為3D(見圖5),并通過比較不同風(fēng)機橫向間距下隧道內(nèi)污染物質(zhì)量分數(shù)分布,進一步驗證了最佳橫向間距布置下射流風(fēng)機的通風(fēng)效果[27]。此外,盧毅等人基于數(shù)值計算結(jié)果,通過分析風(fēng)機升壓折減系數(shù)的變化,確定了太湖隧道的射流風(fēng)機最優(yōu)橫向凈間距為2.0D～2.4D[20]。

圖5 升壓折減系數(shù)分布曲線[27]

3.2 風(fēng)機安裝高度

射流風(fēng)機的通風(fēng)效果取決于射流在隧道內(nèi)是否得到充分發(fā)展,足夠的射流空間是射流充分發(fā)展的重要條件。JTG/T D70/2-02—2014《公路隧道通風(fēng)設(shè)計細則》規(guī)定,風(fēng)機安裝高度不應(yīng)侵入建筑限界,邊沿與隧道建筑限界凈距離應(yīng)不小于15 cm[14]。為進一步確定風(fēng)機安裝最佳高度,部分學(xué)者對風(fēng)機不同安裝高度下的射流通風(fēng)效果進行了研究。

趙黎等人依據(jù)明堂山隧道的結(jié)構(gòu)參數(shù),建立了500 m長隧道的CFD模型,模擬計算了風(fēng)機安裝高度距建筑限界頂部15、30、45、60 cm工況下風(fēng)機的通風(fēng)效果[28]。不同風(fēng)機安裝高度下隧道的升壓力見表1。可以看出,隨著風(fēng)機距建筑限界頂部距離的增大,風(fēng)機提供的升壓力減小,升壓綜合影響系數(shù)K逐漸減小。

表1 風(fēng)機安裝高度對升壓力的影響[28]

同時,隨著風(fēng)機距建筑限界頂部距離的增加,即風(fēng)機安裝高度的增加,出口射流受到隧道拱頂?shù)南拗?沒有足夠的擴展空間。高速氣流沖擊拱頂和隧道壁面摩擦阻力共同作用導(dǎo)致射流動能大量損失,射流無法推進,風(fēng)機出口附近風(fēng)速減小,如圖6所示[28]。

圖6 不同風(fēng)機安裝高度下出口處速度云圖[28]

盧毅等人建立了具有3臺橫向布置風(fēng)機的方形截面隧道模型,通過風(fēng)機軸線速度變化和升壓綜合影響系數(shù)評估了風(fēng)機安裝高度對通風(fēng)效果的影響。圖7為風(fēng)機軸線速度分布圖,圖8為風(fēng)機升壓力和升壓綜合影響系數(shù)曲線圖。結(jié)果表明,風(fēng)機距隧道頂壁距離越大,出口附近風(fēng)速越大,風(fēng)機升壓力越大,升壓綜合影響系數(shù)越高。當(dāng)風(fēng)機距隧道頂壁距離為1.2D～1.4D時,風(fēng)機升壓綜合影響系數(shù)為0.887～0.931[20]。

圖7 風(fēng)機軸線剖面速度變化云圖[20]

圖8 風(fēng)機距隧道頂壁不同距離時升壓力和 升壓綜合影響系數(shù)變化[20]

3.3 風(fēng)機射流角度

射流風(fēng)機通常安裝于隧道頂部,為減小風(fēng)機出口處高速氣流沖擊隧道壁面的動能損耗,部分學(xué)者在直線隧道和香蕉型隧道射流風(fēng)機[29]安裝形式的基礎(chǔ)上,開展了風(fēng)機安裝角度對隧道通風(fēng)效果影響的研究,驗證了風(fēng)機射流角度的調(diào)整可以有效減弱科恩達效應(yīng)(Coanda effect)對射流發(fā)展的影響[30],從而顯著降低通風(fēng)系統(tǒng)的能耗[31]。

Betta等人采用CFD方法分析了不同風(fēng)機俯仰角工況的通風(fēng)效果。圖9為射流風(fēng)機安裝角度示意圖。最佳俯仰角可以最大限度地減小流動附著引起的壓力損失,提高通風(fēng)效率,節(jié)約能源。圖10為射流風(fēng)機不同安裝俯仰角下風(fēng)機平面速度分布云圖,可以看出,隨著風(fēng)機安裝俯仰角的增大,風(fēng)機射流趨向于隧道底板。Betta等人比較了風(fēng)機不同安裝俯仰角下隧道頂壁和底板的剪應(yīng)力,以及推力和推力變化率,確定θ=6°為最佳安裝角度。對于交通阻塞工況,風(fēng)機安裝最佳俯仰角為2°～4°[32]。

圖9 射流風(fēng)機安裝示意圖[32]

圖10 不同俯仰角θ下風(fēng)機平面速度分布云圖[32]

吳珂等人基于Fluent數(shù)值計算軟件,建立了橫向布置3臺射流風(fēng)機的隧道模型,分析了風(fēng)機射流風(fēng)速為30 m/s時,不同安裝角度下的風(fēng)機升壓綜合影響系數(shù)(見表2)?？梢钥闯?安裝角度為0°～11°時,升壓綜合影響系數(shù)逐漸增大;當(dāng)安裝角度大于11°時,升壓綜合影響系數(shù)逐漸減小。這是因為當(dāng)安裝角度為11°時,射流微團與隧道壁面的摩擦阻力損失最小;而安裝角度大于11°時,射流風(fēng)機在出口處形成的旋渦不斷增大,導(dǎo)致升壓綜合影響系數(shù)下降。因此,風(fēng)機最佳安裝角度為11°[33]。

表2 不同安裝角度下單臺風(fēng)機升壓綜合影響系數(shù)

Zhao等人通過平均空氣齡和升壓系數(shù)確定射流風(fēng)機的最佳俯仰角。圖11為射流風(fēng)機不同俯仰角下,隧道側(cè)壁縱斷面空氣齡等高線和流線分布。當(dāng)射流風(fēng)機安裝俯仰角為7°時,隧道凈空空間的平均空氣齡較小,升壓折減系數(shù)最大。因此確定射流風(fēng)機最佳安裝俯仰角為7°[34]。

圖11 隧道側(cè)壁縱斷面空氣齡等高線和流線分布[34]

4 曲線隧道風(fēng)機安裝參數(shù)

與直線隧道不同,曲線隧道斷面速度分布的不均勻性和隧道壁面的變化使射流擴散過程更加復(fù)雜,影響隧道的通風(fēng)效率。射流的誘導(dǎo)和增壓特性在曲線隧道依然存在,但曲線隧道內(nèi)射流沖擊壁面導(dǎo)致射流動量嚴重損失,射流風(fēng)機的通風(fēng)效率降低。適當(dāng)調(diào)整風(fēng)機安裝參數(shù)是保證曲線隧道通風(fēng)效率的有效方法。

王峰等人建立了半徑600 m、長度330 m的曲線隧道模型,對比了曲線隧道內(nèi)風(fēng)機組橫斷面及縱向布置方式的通風(fēng)效果,分析結(jié)果表明,并列風(fēng)機組向隧道內(nèi)側(cè)移動0.5 m、風(fēng)機間距2.4 m時,風(fēng)機折減效率最大為85.2%,曲線隧道風(fēng)機組縱向誘導(dǎo)距離為90 m[35]。

陳研等人建立了如圖12所示的2段曲線隧道CFD數(shù)值模型,優(yōu)化曲線隧道風(fēng)機組橫斷面和縱向布置。不調(diào)整風(fēng)機安裝位置時,風(fēng)機射流沖擊隧道壁面,隧道內(nèi)部流場存在大面積低速區(qū),速度分布不均勻,不利于隧道通風(fēng)。風(fēng)機間距2D、內(nèi)側(cè)風(fēng)機向外偏移D、偏轉(zhuǎn)10°時,隧道射流特性較好,如圖13所示。此時,F1和F2區(qū)段通風(fēng)效果較好。圖14為隧道平面靜壓分布圖。射流在風(fēng)機下游100 m發(fā)展穩(wěn)定,據(jù)此確定F1和F2區(qū)段風(fēng)機縱向間距為100 m適宜[37]。

圖12 數(shù)值模型示意圖[37]

圖13 內(nèi)側(cè)風(fēng)機向外偏移D、偏轉(zhuǎn)角度10°時 隧道內(nèi)空氣射流特性[37]

圖14 隧道斷面平均靜壓分布[37]

Chen等人采用CFD數(shù)值模擬方法,對隧道內(nèi)流場、升壓折減系數(shù)和壁面剪應(yīng)力進行了對比分析,確定了300 m長彎曲隧道內(nèi)射流風(fēng)機的最優(yōu)安裝位置。當(dāng)射流風(fēng)機向隧道凸壁面?zhèn)纫?.5 m或向凸壁面水平傾斜3°時,氣流附壁效應(yīng)增強,射流縱向影響范圍擴大[38]。

5 結(jié)論與展望

隧道縱向通風(fēng)中,射流風(fēng)機的布置參數(shù)對射流的發(fā)展特性有較大影響,進而影響隧道通風(fēng)效果。本文對公路隧道射流風(fēng)機布置參數(shù)相關(guān)研究進行綜述,得到如下結(jié)論:

1) 射流風(fēng)機組縱向控制間距可通過理論計算或數(shù)值模擬分析確定;風(fēng)機口徑、風(fēng)機軸線間距、隧道設(shè)計風(fēng)速等因素影響風(fēng)機組縱向控制間距。

2) 風(fēng)機組橫向間距過小和過大時,風(fēng)機升壓力均較小,通風(fēng)效率差。

3) 在建筑限界范圍內(nèi),風(fēng)機安裝在距隧道頂壁距離較大位置,可有效避免射流沖擊頂壁造成的動能損失,提高通風(fēng)效率。

4) 隨著風(fēng)機安裝俯仰角的增大,射流趨向于隧道底板;風(fēng)機安裝最佳俯仰角的確定可以有效減小流動附著引起的壓力損失,提高通風(fēng)效率。

5) 曲線隧道風(fēng)機組的偏移位置和偏轉(zhuǎn)角度影響隧道通風(fēng)效率;隧道曲率影響風(fēng)機偏移和偏轉(zhuǎn)量。

目前,JTG/T D70/2-02—2014《公路隧道通風(fēng)設(shè)計細則》中尚無射流風(fēng)機安裝俯仰角及曲線隧道風(fēng)機偏移位置、偏轉(zhuǎn)角度的相關(guān)規(guī)定。建議射流風(fēng)機布置時考慮以上因素,以提高射流風(fēng)機通風(fēng)效率。

實際工程中,隧道通風(fēng)系統(tǒng)的性能受諸多因素影響,如坡度、自然風(fēng)[39]。射流風(fēng)機安裝參數(shù)研究的實驗和仿真工況多為理想工況,與隧道內(nèi)射流風(fēng)機的實際通風(fēng)效果存在差異。例如,山區(qū)等多風(fēng)區(qū)域的隧道通風(fēng)系統(tǒng)會受到不同速度的自然風(fēng)的影響。因此,應(yīng)在今后的研究中進一步將隧道實際環(huán)境參數(shù)作為風(fēng)機安裝參數(shù)研究的初始條件,以得到更為接近真實工況的研究結(jié)果。

受地形等多種因素影響,不同隧道的結(jié)構(gòu)和通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計存在較大差異。現(xiàn)有風(fēng)機安裝參數(shù)的研究多具有針對性,難以直接推廣應(yīng)用于其他隧道。因此,建立風(fēng)機安裝參數(shù)與隧道結(jié)構(gòu)、通風(fēng)評價指標的參數(shù)化關(guān)系,有利于簡化隧道通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計,提高隧道通風(fēng)效率、節(jié)約能源。