基于FDS的U形巷道火灾烟气数值模拟

马可盈; 鄢曙光; 伍慧弘

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2407028

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (8) :3240-3247 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2407028

矿冶工程

基于FDS的U形巷道火灾烟气数值模拟

马可盈 ¹^,² ,
鄢曙光 ¹^,²^,^* ,
伍慧弘 ¹^,²

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Numerical Simulation of Fire Smoke in U-shaped Roadway Based on FDS

MA Ke-ying ¹^,² ,
YAN Shu-guang ¹^,²^,^* ,
WU Hui-hong ¹^,²

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摘要

为确定不同火源位置下U形巷道顶棚温度分布规律与火源下游烟气蔓延行为,利用火灾动力学模拟软件(FDS)建立运输大巷+联络巷的U形巷道全尺寸模型,根据巷道功能将巷道分为A、B、C三段,并将火源位置设置在不同段巷道纵向中心线中点处。结果表明:在一定的热释放速率下,巷道发火时火源位置距离巷道出口附近处其所需临界风速最小,火源位置位于整条巷道纵向中心处时所需临界风速最大。对火源位置不同处的通风阻力进行理论分析,计算出通风阻力具体数值来开展进一步研究。将U形巷道与单直巷道进行对比,在相同位置下, U形巷道巷角前的顶棚温度较单直巷道大,而在巷角后的顶棚温度较单直巷道小,且当火源位于A、B段巷时,顶棚温度在距火源第一个巷角后附近位置衰减速度极缓慢,进而揭示了U形巷道顶棚温度分布规律。

Abstract

To determine the temperature distribution pattern of the U-shaped tunnel ceiling and the downstream smoke spread behavior under different fire source positions, a full scale U-shaped roadway model composed of a main transport tunnel and connecting tunnels was established using the fire dynamics simulation software(FDS). A full-scale model of the U-shaped tunnel was established using FDS. The tunnel was divided into three sections: A, B, and C, and the fire source position was set at the midpoint of the longitudinal centerline of the different sections of the tunnel. The results show that under a certain heat release rate, the minimum critical ventilation velocity is required when the fire source is located closest to the exit of the tunnel, and the maximum critical ventilation velocity is required when the fire source is located at the longitudinal center of the tunnel. Theoretical analysis of ventilation resistance at different fire source locations was conducted, and specific values of ventilation resistance were calculated for further research. At the same position, the temperature of the ceiling in front of the U-shaped roadway corner is higher than that of a single straight roadway, while the temperature of the roof behind the roadway corner is lower than that of a single straight roadway. Moreover, the temperature of the ceiling decays very slowly near the first roadway corner from the fire source, revealing the distribution law of the temperature of the U-shaped tunnel ceiling.

Graphical abstract

关键词

顶棚温度 / 临界风速 / 矿井火灾 / 数值模拟 / 无量纲分析

Key words

ceiling temperature / critical ventilation velocity / mine fire / numerical simulation / dimensionless analysis

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马可盈, 鄢曙光, 伍慧弘. 基于FDS的U形巷道火灾烟气数值模拟[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(8): 3240-3247 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2407028

MA Ke-ying, YAN Shu-guang, WU Hui-hong. Numerical Simulation of Fire Smoke in U-shaped Roadway Based on FDS[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(8): 3240-3247 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2407028

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针对隧道火灾产生的烟雾行为的研究已开展了诸多相关工作,统计数据表明,烟雾是建筑物火灾中主要的致灾因素,火灾中绝大部分人员伤亡均由高温有毒烟气的侵害所致^[1]。矿井巷道属于典型的狭长受限空间,一旦火势发展至失控阶段,有毒烟气极易快速蔓延并充斥整个矿井空间。此类狭长受限空间的烟气疏导与控制,在工程实践中存在较大技术难度。另有调研数据显示,火灾事故中约 85% 的人员伤亡直接源于有毒烟气的危害^[2]。因此采取有效的方法来控制火灾烟气的蔓延扩散,对于降低隧道、矿井等狭长空间火灾的人员伤亡与财产损失,具有重要价值。

当巷道火灾发生时,纵向通风是一种有效的救灾手段,救援人员可以通过火灾上游进入着火巷道,且被困人员可以通过火灾上游进行疏散,而临界风速是保证烟气不发生回流的最小通风风速,是关于纵向通风的重要参数^[3]。中外学者针对巷道临界风速开展了大量研究。Zhu等^[4]研究了火灾发生在巷道分支支路上时,不同火源位置下主巷烟气回流长度和临界速度。Wang等^[5]建立了考虑火灾位置的盲巷无量纲烟气回流长度和无量纲临界速度预测模型,结果表明,放热速率一定时,随着火源接近掘进面,临界速度逐渐减小。钟委等^[6]研究了不同火源功率下,改变竖井与火源纵向距离时,竖井自然排烟对烟气逆流长度的影响和竖井排烟失效临界风速的变化。Yao等^[7]研究了矿井连接巷道火灾中的临界通风速度和驱动力。结果表明,当无量纲放热速率(Q^*)小于0.28时,无量纲临界通风速度(

${V}_{c}^{*}$

)随无量纲放热速率的1/8次方而变化。超过0.28时,

${V}_{c}^{*}$

几乎保持不变,与放热速率无关。马砺等^[8]研究了倾斜角度对巷道顶棚温度分布规律以及烟气蔓延的特性。贾静等^[9]通过改变边界条件,分析了火风压作用下,火区烟气在不同控制风速、巷道条件作用下的蔓延规律。Chen等^[10]测量并分别分析了沿着水平和有坡度的主隧道顶棚烟气最大温度和纵向温度衰减规律。林志等^[11]研究了主线风速与匝道风速的提高对温度下降速率、能见度与CO浓度的影响,分析出主线与匝道的临界风速。

综上可知,上述研究多集中在对单一长直巷道或具有特定角度的分岔隧道的临界风速,较少涉及对U形巷道进行研究,而U形巷道存在巷角,其对于烟气蔓延规律和火焰高度都有着较大影响,因此需要对顶棚温度分布规律与临界风速进行更深入的研究。现通过FDS(fire dynamic simulation)软件模拟研究不同热释放速率和不同火源位置下巷道火灾的烟气温度、临界速度,提出关于无量纲热释放速率下的无量纲临界速度经验模型,分析U形巷道巷角对烟气流动的影响规律。以期对类似结构的巷道防烟和火灾救援具有一定的指导意义。

1 无量纲分析

研究表明,空气密度(ρ₀)、热释放速率(Q)、空气热容(c_p)、重力加速度(g)、环境温度 (T₀)、巷道几何形状和巷道坡度是影响临界风速(V_c)^[12]的重要参数。由于所研究的巷道为水平巷道,因此不考虑坡度和角度,且巷道宽高比一致,直接采用巷道高度(H_d)作为特征长度,可表示为

(1)

${V}_{c}=f(Q,{\rho }_{0},{c}_{p},{T}_{0},g,{H}_{d})$

选取[M]、[L]、[θ]、[T]作为基本量纲,可将式(1)表示为

(2)

${V}_{c}=f(M{L}^{2}{T}^{-3},M{L}^{-3},{L}^{2}{T}^{-2}{\theta }^{-1},\theta,L{T}^{-2},L)$

将ρ₀、c_p、T₀、H_d作为基本物理量,利用Π定理可获得两个无量纲关系式,并使用相似理论对式(2)进行简化转换,该函数可表示为

(3)

$\frac{{V}_{c}}{\sqrt{g{H}_{d}}}=f\left(\frac{Q}{{\rho }_{0}{c}_{p}^{3/2}{H}_{d}^{2}{T}_{0}^{3/2}},\frac{{H}_{d}g}{{c}_{p}{T}_{0}}\right)$

式(3)中:

${V}_{c}/ \sqrt{gHd}={V}_{c}^{*}$

^[12],其中

${V}_{c}^{*}$

为无量纲临界风速,通过合并式(3),函数可变换为

(4)

${V}_{c}^{*}=f\left(\frac{Q}{{\rho }_{0}{c}_{p}{T}_{0}{H}_{d}^{5/2}{g}^{1/2}}\right)$

(5)

${Q}^{*}=\frac{Q}{{\rho }_{0}{c}_{p}{T}_{0}{H}_{d}^{5/2}{g}^{1/2}}$

式(5)中:Q^*为无量纲热释放速率,因此可得

(6)

${V}_{c}^{*}=f\left({Q}^{*}\right)$

2 数值模拟理论及模型

FDS是一款基于场模拟的火灾模拟软件,重点适用于火灾引起的烟气蔓延和热传递的数值模拟分析。主要通过数值方法计算低马赫数下热驱流动的N-S(Navier-Stokes)方程^[13],并将计算结果进行可视化处理,其可靠性被众多学者证实,因此使用FDS进行数值模拟。

2.1 模型建立

重点研究采煤作业区,采用运输大巷+联络巷的U形布置,如图1所示。根据相关规定和煤矿巷道实际尺寸,采用45 m(长)×4 m(宽)×5 m(高)的运输大巷(A、C段巷)和60 m(长)×4 m(宽)×5 m(高)的联络巷(B段巷道)进行分析。左侧侧壁前端设置为SUPPLY,用于通风,右侧侧壁前端对环境开放,设置为OPEN。分别在A、B、C巷道中设置火源且将其沿隧道中心线放置,以此分析火灾发生在不同段隧道时防止烟气回流所需要的临界风速以及当火源位置不同时的烟气蔓延规律。

模型顶棚、地板和墙壁设置为混凝土材料,其比热为1.04 kJ/(kg·K),密度为2 280 kg/m³,电导率为1.80 W/(m·K)。在Z=4.8 m处分别布置热电偶、速度矢量切片,热电偶间距为5 m,用来记录沿顶棚流动烟气的温度变化和烟气流动速度变化。

模拟时间设置为400 s,只采用380~400 s火灾稳定发展阶段的平均值来分析。环境设置为100 kPa, 20 ℃。在煤矿中,环境与大气的压差通常在几千帕斯卡以内,对烟雾运动和控制的影响可以忽略^[14]。

2.2 火灾场景设置

将火源布置在巷道纵向轴线中心位置,采用汽油为燃料,基于Babrauska^[15]提出的单位面积汽油的质量损失率[大型池火为0.055 kg/(m²·s)],5~25 MW范围内选择不同的热释放速率进行实验,代表煤矿火灾和隧道火灾的大部分场景。烟尘产率和一氧化碳产率分别设为0.015和0.05,通过模拟5 MW与25 MW工况,通过观察烟气回流顶棚温度,设计不同放热速率下的纵向通风速度范围为2.1 ~ 2.7 m/s,该范围接近此区间临界速度,模拟实验可根据外推法获得具体临界速度数值。详细工况如表1所示,共计60个条件。

2.3 网格划分

网格尺寸是保证仿真结果准确性的重要条件,精细的网格尺寸可以更为真实的反映火灾流场的细节,得到更为准确的模拟结果^[16]。但是若网格尺寸越小越精细,计算时间则越长,所以找出一个使运行结果精度较高且计算时间较短的网格尺寸非常有必要。火灾特征直径D^*会影响网格尺寸的大小,其表达式为

(7)

${D}^{*}={\left(\frac{Q}{{\rho }_{0}{c}_{p}{T}_{0}\sqrt{g}}\right)}^{2/5}$

式(7)中:D^*为火灾特征直径,m;Q为火灾热释放速率,kW;ρ₀为空气密度,kg/m³;c_p为空气热容,kJ/(kg·K); T₀为环境温度,K;g为重力加速度,m/s²。

采用5、10、15、20、25 MW的火源功率,将5 MW和20 MW代入式(7)分别得:D^*=1.775 m,D^*=3.097 m。McGrattan等^[17]建议的D^*/δx为4~16, δx为网格尺寸,m。选取0.55、0.45、0.35、0.25、0.15 m进行网格独立性分析。图2为不同网格尺寸下B巷道顶板下纵向温度分布。可以看出,网格尺寸越小,顶棚温度越高,在火源附近时尤为明显,但当网格尺寸小于0.25 m时,差异不明显。因此,网格尺寸设置为0.25 m× 0.25 m×0.25 m。

3 结果对比与分析

3.1 不同火源功率下顶棚温度分布规律

以B段巷道为例,图3给出了在临界风速条件和不同工况下距火源不同距离的温度变化规律。由图3(a)可以看出,当火源与热电偶距离为7.5 m时,各工况下顶棚温度较其他距离最大,观察发现不同热释放速率下的烟气温度变化曲线皆震荡明显,这是由于从巷道入口流入的新鲜空气与火灾产生的高温烟雾混合,使烟气到达相对位置较近的热电偶处时还处于夹带阶段,破坏了火灾下游流场且造成测量点部位的温度变化不稳定。

对比图3(a)、图3(b)可知,当热释放速率一定时,顶棚温度在达到最大值后逐渐趋向平稳,且最高温度区域不在火源正上方附近,而是在纵向通风速度的影响下向火灾下游倾斜,最终最高温度区域与火源正上方区域产生了一段偏转距离。由图3可以看出,若距离火源较近,热释放速率5 MW工况下顶棚温度与其他同位置工况差别较大,且5 MW工况下的温度在火源下游12.5 m处达到最大,这与其他工况7.5 m处达到最大不同。工况中热释放速率大于5 MW时,在浮升力的影响下,燃烧产生的羽流与巷道顶棚碰撞,此时顶棚对羽流存在黏性力使羽流沿顶棚流动,而热释放速率小于5 MW时,羽流未到达顶棚,在纵向通风的影响下,火灾烟流被吹向火源下游的更远处。

3.2 不同形状巷道顶棚温度分布规律

建立与U形巷道除形状外各项参数完全相同的单直巷道,图4为两者在临界风速条件下且工况相同时,火源下游不同位置巷道顶棚温度曲线变化图。对比图4(a)与图4(b)可知,由于烟气流动到U形巷道巷角处会与巷壁碰撞,获得与通风方向相反的惯性力,导致在热电偶距离火源5 m与15 m处,U形巷道顶棚温度较单直巷道高,而在25 m(U形巷道拐角后)及更远距离处,U形巷道顶棚温度较单直巷道低。并且观察图4(a)发现U形巷道在拐角后顶棚温度衰减趋势极小,在火灾发生后的200 s内,35 m与45 m处内几乎无衰减,但单直巷道在距离火源5 m后保持温度较均匀地衰减,距火源越远,烟流与巷壁热交换的能量损失越小,所以温度衰减的幅度逐渐减小。出现这种现象的原因是当烟气流动到U形巷道巷角处时会与巷端壁碰撞,获得与通风方向相反的惯性力,导致在25 m及更远距离处,烟气温度衰减速度较快,温度较低,同时使A段巷温度较单直巷道同样位置处高。

对比图4(c)和图4(d)可知,在距火源下游较远处,单直巷道温度衰减较为稳定,而U形巷道由于存在巷角导致温度衰减并不稳定,这一结论与文献[18]研究结论一致。

3.3 临界风速与热释放速率的关系

图5为不同热释放速率且不同火源位置下临界风速随热释放速率的变化曲线图。观察图5可知,Q^*1/3与V^*呈正相关关系,这与文献[19]提出的规律一致,当无量纲热释放速率增大时,无量纲临界风速随之增大。对比可知,火源位置处于B段巷时临界风速最大,处于C段巷时临界风速最小。这是由于当火源位置在B段巷时新鲜风流经过上游区域后会产生一定的能量损失,且新鲜风流流动到火源位置后与烟气混合火灾燃烧产生的烟气会阻碍气流运动且形成涡流,此时通风阻力主要为烟雾填充区域的摩擦阻力,且火源位置离巷道出口存在一段距离,能量损失与摩擦阻力之和较A、C段巷都大,因此其通风阻力最大。A、B、C段巷拟合曲线的拟合优度R²分别为0.956 15、0.993 68、0.984 76。

3.4 顶棚烟气流动速度

图6为热释放速率5 MW下U形巷道顶棚风流速度矢量图。由于U形巷道存在拐角,当风流遇到巷道拐角或者障碍物时会产生局部阻力,同时在这个区域极易形成涡流,因此对 U形巷道流场分布特征进行研究。观察图6可知,风流在经过A段巷与B段巷交接的拐角处时,风速突增到4 m/s,可以看出此处流场的运动以及分布特征发生急剧变化,这种变化为高低风速接触处扰动形成贴壁涡流。巷道通风局部的均匀流动受到影响和破坏,并且造成能量损失,因此在同样的热释放速率下U形巷道较单直巷道能量损失大,这一结果与文献[20]基本一致。由图6可知,烟气流过B巷与C巷交汇处时,在C段巷形成了涡流区,风速下降到-0.5 m/s。这是因为在烟流流体通过拐角处时,在纵向通风提供惯性力的影响下,不能从边壁突然转折流入C段巷,此时烟流与端壁碰撞后产生反向惯性力,内外侧压力分布不均,会产生外侧压强大于内侧的现象,故在此处形成涡流区。在涡流区烟气流动速度减小,使得温度升高且极大地增加了局部阻力。

4 通风阻力分析

4.1 火源燃烧产生的阻力

通风口提供的总驱动力的表达式为

(8)

${P}_{t}={\rho }_{0}{V}^{2}$

式(8)中:P_t为通风口提供的总驱动力,Pa;V为纵向通风速度,m/s。

火源引起的压力变化ΔP_fire包括火羽堵塞和热膨胀两部分,可表示为^[20]

(9)

$\Delta {P}_{fire}=\frac{1}{2}\frac{QV}{{c}_{p}A{T}_{0}}+\frac{1}{2}{\zeta }_{fire}{\rho }_{0}{V}^{2}$

式(9)中:A为巷道横截面积,m²;

${\zeta }_{fire}$

为火羽阻塞引起的压力变化系数。

4.2 壁面摩擦产生的摩擦阻力

当火源位置在A段巷时,可将摩擦阻力分为两部分:巷道入口到火源的摩擦阻力、火源到巷道出口的摩擦阻力,可表示为^[21]

(10)

$\Delta {P}_{\lambda }=\lambda \frac{{L}_{a}}{D}{\rho }_{0}\frac{{V}^{2}}{2}+\lambda \frac{{L}_{n}}{D}{\rho }_{n}\frac{{V}_{n}^{2}}{2}$

式(10)中:L_a为巷道入口到火源位置的距离;L_n为火源到巷道出口的距离;ρ_n为烟流密度;D为巷道的水力直径,D=2ab/(a+b),其中a、b分别为巷道的高度和宽度;λ为摩擦系数;V_n为空气经过火源后的风速。

由燃烧产生的附加质量流量远小于上游空气质量流量,故可假设巷道内质量流量保持恒定,推出质量方程守恒,可表示为

(11)

${m}_{0}={\rho }_{0}VA$

(12)

${m}_{n}={\rho }_{n}{V}_{n}A$

根据式(11)、式(12)可得

(13)

${\rho }_{n}{V}_{n}={\rho }_{0}V$

烟气蔓延速度与热释放速率有关,可将理想气体状态方程与能量守恒方程相结合,且假设气体常数R₀=R_n,可将式(13)变换为

(14)

$\begin{array}{l}{V}_{n}=\frac{{\rho }_{0}V}{{\rho }_{n}}=\frac{{R}_{n}{T}_{n}}{{R}_{0}{T}_{0}}V=\frac{{R}_{n}\left({T}_{0}+\frac{Q}{{c}_{p}{\rho }_{0}AV}\right)}{{R}_{0}{T}_{0}}V\\ =V+\frac{Q}{{c}_{p}{\rho }_{0}A{T}_{0}}\end{array}$

根据质量守恒方程可以求出烟气蔓延过墙角后的速度,假设蔓延过墙角后的前后密度不变,将式(13)、式(14)代入式(10)可得

(15)

$\Delta {P}_{\lambda }=\lambda \frac{{L}_{T}}{D}\frac{{\rho }_{0}{V}^{2}}{2}+\lambda \frac{{L}_{n}}{D}\frac{QV}{2{c}_{p}A{T}_{0}}$

式(15)中:L_T为巷道总长度;L_n为火源到巷道出口的距离。

根据式(10)~式(15)可推测出当火源位置位于B巷和C巷时壁面摩擦产生的摩擦阻力,只需改变式(15)右侧第二项火源位置到出口的距离。

4.3 局部阻力

局部阻力是指气流受巷道形状影响下导致其方向改变形成涡流而产生的阻力。U形巷道局部阻力主要包括:巷道入口、出口和两处墙角气流转弯形成的局部阻力,可表示为^[7]

(16)

$\Delta {P}_{\zeta }=2\Delta {P}_{\zeta corner}+\Delta {P}_{\zeta in}+\Delta {P}_{\zeta out}$

式(16)中:

$\Delta {P}_{\zeta in}$

为巷道入口局部阻力;

$\Delta {P}_{\zeta out}$

为巷道出口局部阻力;

$\Delta {P}_{\zeta corner}$

为墙角处局部阻力。

墙角处局部阻力需要考虑巷道的几何特性与通风速度,可按式(17)计算^[22]。

(17)

$\Delta {P}_{\zeta corner}={K}_{a}\frac{{\rho }_{n}}{2}({V}_{n}^{2}-2{V}_{n}{V}_{d}cos\theta +{V}_{d}^{2})$

式(17)中:θ为巷道之间夹角,取θ=90°;K_a为巷道粗糙度影响系数;V_d为经过第一个墙角后的通风速度。

假设经过墙角后的空气密度不变,根据质量守恒方程可得

(18)

${V}_{d}=\frac{{\rho }_{n}}{{\rho }_{d}}{V}_{n}={V}_{n}$

将数据代入式(17)中,得到墙角处局部阻力为

(19)

$\Delta {P}_{\zeta corner}={K}_{a}{\rho }_{n}{V}_{n}^{2}$

巷道进出口局部阻力的表达式为^[7]

(20)

$\Delta {P}_{\zeta out}={\zeta }_{out}\frac{{\rho }_{n}{V}_{n}^{2}}{2}$

(21)

$\Delta {P}_{\zeta in}={\zeta }_{in}\frac{{\rho }_{0}{V}^{2}}{2}$

式中:

${\zeta }_{out}$

为巷道出口局部阻力系数,取值为1.0;

${\zeta }_{in}$

为巷道入口局部阻力系数,取值为0.5^[23]。

将式(14)代入式(20)中得

(22)

$\Delta {P}_{\zeta out}={\zeta }_{out}\frac{{\rho }_{0}{V}^{2}}{2}+{\zeta }_{out}\frac{QV}{2{c}_{p}A{T}_{0}}$

表2为不同火源位置通风阻力计算数据,可以看出与数值模拟实验结果一致。B段巷通风阻力最大,A段巷通风阻力最小。

5 结论

(1)火源越靠近巷道纵向中心位置临界风速越大,越靠近巷道出口临界风速越小。这说明针对纵向中心位置处火灾所设计的纵向通风速度对于巷道出口附近处火灾同样适用。

(2)分析了U形巷道与单直巷道不同的顶棚温度分布规律。在同样位置下,U形巷道巷角前的温度大于单直巷道,但在巷角后的温度小于单直巷道,且U形巷道在拐角后附近位置的温度衰减极小,这说明U形巷道在拐角后顶棚处仍然存在较高危险性。

(3)考虑了由于巷道形状影响所形成的额外阻力的计算公式,并给出了具体的计算结果。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	Ji J, Li K Y, Zhong W, et al. Experimental investigation on influence of smoke venting velocity and vent height on mechanical smoke exhaust efficiency[J]. Journal of Hazardous Materials, 2010, 177(1): 209-215.

[2]	潘李伟. 烟气控制条件下狭长空间烟气分层蔓延特性研究[D]. 合肥: 中国科学技术大学, 2012.

[3]	Pan Liwei. On the characteristics of smoke stratified transportation with smoke control in tunnel[D]. Hefei: University of Science and Technology of China, 2012.

[4]	陈海洋. 隧道横向双火源间距对临界风速影响试验研究[J]. 消防科学与技术, 2023, 42(8): 1079-1083.

[5]	Chen Haiyang. Experimental study on the effect of transverse double fire sources spacing on critical ventilation velocity in tunnels[J]. Fire Science and Technology, 2023, 42(8): 1079-1083.

[6]	Zhu H Q, Qu B L, Hu L T, et al. Numerical study on the smoke movement and control in main roadway for mine fires occurred in branch[J]. Case Studies in Thermal Engineering, 2023, 45: 102938.

[7]	Wang J X, Qu B L, Li C, et al. Numerical study on gas temperature and smoke control in blind roadway fires[J]. Case Studies in Thermal Engineering, 2023, 50: 103506.

[8]	钟委, 袁相蕊, 高子鹤. 纵向风作用下竖井自然排烟对隧道内烟气逆流长度的影响[J]. 火灾科学2022, 31(2): 59-66.

[9]	Zhong Wei, Yuan Xiangrui, Gao Zihe. Effect of smoke exhaust from shaft on smoke back-layering length in tunnel under longitudinal ventilation[J]. Fire Science, 2022, 31(2): 59-66.

[10]	Yao Y Z, Qu B L, Zhu H Q, et al. Theoretical and numerical study on critical velocity and driving force for preventing smoke backlayering in a connection roadway fire of coal mines[J]. Tunnelling and Underground Space Technology Incorporating Trenchless Technology Research, 2022, 127: 104566.

[11]	马砺, 张晓龙, 刘尚明, 等. 倾斜角度对巷道输送带火灾影响的数值模拟研究[J]. 煤炭技术, 2022, 41(10): 101-105.

[12]	Ma Li, Zhang Xiaolong, Liu Shangming, et al. Numerical Simulation study on influence of inclination angle on roadway conveyor belt fire[J]. Coal Technology, 2022, 41(10): 101-105.

[13]	贾静, 郭立稳, 朱令起, 等. 矿井巷道火灾烟流逆退数值模拟及临界风速研究[J]. 中国安全生产科学技术, 2020, 16(4): 94-100.

[14]	Jia Jing, Guo Liwen, Zhu Lingqi, et al. Study on numerical simulation of smoke backflow and critical wind speed in mine roadway fire[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2020, 16(4): 94-100.

[15]	Chen C K, Nie Y L, Zhang Y L, et al. Experimental investigation on the influence of ramp slope on fire behaviors in a bifurcated tunnel[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2020, 104: 103522.

[16]	林志, 蒋浩, 苏培循, 等. 城市地下快速路入口段火灾烟气蔓延规律[J]. 科学技术与工程, 2023, 23(34): 14832-14840.

[17]	Lin Zhi, Jiang Hao, Su Peixun, et al. The law of fire smoke spread in the entrance section of urban underground expressway[J]. Science Technology and Engineering, 2023, 23(34): 14832-14840.

[18]	Li Y Z, Lei B, Ingason H. Study of critical velocity and backlayering length in longitudinally ventilated tunnel fires[J]. Fire Safety Journal, 2010, 45(6): 361-370.

[19]	李贺, 田丽, 曾钢, 等. 基于FDS的风速对矿井火灾蔓延规律的影响研究[J]. 中国安全生产科学技术, 2022, 18(5): 143-149.

[20]	Li He, Tian Li, Zeng Gang, et al. Study on influence of wind speed on spread law of mine fire based on FDS[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2022, 18(5): 143-149.

[21]	Guo F Y, Gao Z H, Wan H X, et al. Influence of ambient pressure on critical ventilation velocity and backlayering distance of thermal driven smoke in tunnels with longitudinal ventilation[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2019, 145: 105989.

[22]	Babrauskas V. Estimating large pool fire burning rates[J]. Fire Technology, 1983, 19: 251-261.

[23]	祝实, 霍然, 胡隆华, 等. 网格划分及开口处计算区域延展对FDS模拟结果的影响[J]. 安全与环境学报, 2008, 8(4): 131-135.

[24]	Zhu Shi, Huo Ran, Hu Longhua, et al. Influence of mesh grid and computational domain on FDS simulation[J]. Journal of Safety and Environment, 2008, 8(4): 131-135.

[25]	Mcgrattan K B, Mcdermott R, Weinschenk J, et al. Fire dynamics simulator. user’s guide[D]. Gaithersburg: Nist Special Publication, 2013.

[26]	朱兴攀, 文虎, 王振兴, 等. 矿井直角巷火灾发展及其特征参数演化模拟[J]. 西安科技大学学报, 2025, 45(4): 836-844.

[27]	Zhu Xingpan, Wen Hu, Wang Zhenxing, et al. Simulation of fire development and characteristic parameter evolution in mine right-angle roadway[J]. Journal of Xi’an University of Science and Technology, 2025, 45(4): 836-844.

[28]	赵晓坤, 倪铭昊. 基于PyroSim的不同曲率弯曲隧道火灾特性研究[J]. 消防科学与技术, 2024, 43(3): 309-313.

[29]	Zhao Xiaokun, Ni Minghao. Research on fire characteristics of different curvature curved tunnels based on PyroSim[J]. Fire Science and Technology, 2024, 43(3): 309-313.

[30]	Lei P, Chen C K, Zhang Y L, et al. Experimental study on temperature profile in a branched tunnel fire under natural ventilation considering different fire locations[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2021, 159: 106631.

[31]	Du T, Yang D, Ding Y. Driving force for preventing smoke backlayering in downhill tunnel fires using forced longitudinal ventilation[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2018, 79: 76-82.

[32]	张国枢. 通风安全学[M]. 第二版. 徐州: 中国矿业大学出版社, 2011: 40-41.

[33]	Zhang Guoshu. Ventilation safety[M]. 2nd ed. Xuzhou: China University of Mining and Technology Press, 2011: 40-41.

[34]	Wu Y, Bakar M Z A. Control of smoke flow in tunnel fires using longitudinal ventilation systems: a study of the critical velocity[J]. Fire Safety, 2000, 35(4): 363-390.