HAL Id: tel-01128304
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jet plan pariétal sur une nappe de retour
Mélanie Boehm
To cite this version:
Mélanie Boehm. Études expérimentale et numérique de l’influence d’un jet plan pariétal sur une
nappe de retour. Mécanique des fluides [physics.class-ph]. Université Claude Bernard - Lyon I, 2011.
Français. �NNT : 2011LYO10128�. �tel-01128304�
THESE DE L’UNIVERSITE DE LYON
délivrée par
L’UNIVERSITE CLAUDE BERNARD – LYON I
Ecole Doctorale MEGA (
Mécanique, Energétique, Génie Civil, Acoustique
)
pour l’obtention du
DIPLÔME DE DOCTORAT
(arrêté du 7 août 2006)
Soutenue publiquement le 4 juillet 2011
Mme Mélanie BOEHM (LORENZ)
Titre :
Etudes expérimentale et numérique de l’influence d’un jet
plan pariétal sur une nappe de retour
Directeur de thèse : Professeur Marc BUFFAT
JURY :
Président :
M. Hamda BEN HADID
Professeur à l’Université Claude Bernard, Lyon
Rapporteurs :
M. Olivier VAUQUELIN
Professeur à l’Université de la Méditerranée, Marseille
M. Jean-Pierre GARO
MCF à l’Institut P’, Poitiers
Examinateurs :
M. Marc BUFFAT
Professeur à l’Université Claude Bernard, Lyon
M. Hervé BIOLLAY
Ingénieur à Egis Tunnels, Annecy
M. Pierre CARLOTTI
Directeur Sécurité Structures et Feu, CSTB, Marne-la-Vallée
M. Antoine MOS
Ingénieur, CETU, Lyon
Invité :
Nomenclature . . . 4
Lettres latines . . . 4
Lettres grecques . . . 5
Nombre adimensionnels . . . 5
Introduction . . . 6
Chapitre 1. Contexte de l'étude . . . 8
1.1. Introduction . . . 8
1.2. Problématique de l'incendie en tunnel . . . 11
1.2.1. Phénomènes physiques . . . 11
1.2.2. Analyse dimensionnelle . . . 12
1.3. Développement des fumées lors d'un incendie en tunnel non ventilé . . 12
1.4. In uence de la ventilation sur la propagation des fumées . . . 13
1.5. Etat des conaissances sur l'évaluation du comportement de la nappe de retour . . . 14
1.5.1. Vitesse critique . . . 14
1.5.2. Longueur de la nappe de retour . . . 15
1.5.3. Moyens d'étude . . . 16
1.5.3.1. Les études sur site . . . 16
Les campagnes d'essais . . . 16
Tunnels avant mise en service . . . 17
1.5.3.2. Les essais sur maquettes . . . 17
Les maquettes anisothermes . . . 18
Les maquettes isothermes . . . 21
1.5.3.3. Les simulations numériques . . . 22
Modèles monodimensionels (1D) . . . 22
Modèles de zones . . . 22
Modèles de champs . . . 23
Simulations numériques de la nappe de retour . . . . 23
1.6. Conclusion . . . 24
Chapitre 2. Etude expérimentale . . . 26
2.1. Contexte de l'étude expérimentale . . . 26
2.2. Dispositif expérimental . . . 26
2.2.1. Description de la galerie . . . 26
2.2.2. Similitude des phénomènes liés à l'incendie . . . 31
2.2.2.1. Notion de similitude . . . 31
2.2.2.2. Conditions de similitude . . . 31
2.2.2.3. Facteurs de similitude . . . 32
2.2.2.4. Similitude des transferts thermiques aux parois . . . . 33
2.2.2.5. Avantages du modèle physique de cette étude . . . 33
2.2.3. Modélisation du foyer d'incendie . . . 34
2.2.4. Métrologie . . . 36
2.3. Protocole expérimental et analyse des résultats . . . 38
2.3.1. Caractérisation des conditions expérimentales . . . 38
2.3.1.1. Vitesse de ventilation . . . 39
Etalonnage de la mesure dans la galerie . . . 39
Pro l de vitesse sans incendie . . . 39
2.3.1.2. Caractéristiques de l'incendie . . . 44
Essais avec foyer d'heptane . . . 46
Bac de 0, 25 m2 . . . . 47
2.3.2. Caractéristiques de la nappe sans perturbation et in uence de
la puissance de l'incendie . . . 50
2.3.2.1. Dé nition des caractéristiques de la nappe de retour pour cette étude expérimentale . . . 50
2.3.2.2. Caractéristiques de la nappe de retour pour l'incendie de 249 k W . . . 51
2.3.2.3. Caractéristiques de la nappe de retour pour l'incendie de 184 k W . . . 53
2.3.2.4. In uence de la puissance de l'incendie sur les caractéristiques de la nappe de retour . . . 54
Longueur de la nappe de retour . . . 54
Epaisseurs de la nappe de retour . . . 55
2.3.3. In uence du jet plan pariétal sur les caractéristiques de la nappe de retour . . . 55
2.3.3.1. Longueur de la nappe de retour . . . 55
2.3.3.2. Epaisseurs de la nappe de retour . . . 56
2.4. Caractérisation de la strati cation . . . 57
2.4.1. Paramètres de strati cation . . . 57
2.4.2. Strati cation de la nappe de retour dans l'étude expérimentale 59 2.4.2.1. Cas sans jet . . . 59
2.4.2.2. Cas avec jet . . . 60
2.5. Conclusion . . . 61
Chapitre 3. Etude numérique . . . 63
3.1. Validation des paramètres numériques par la reproduction des essais expérimentaux . . . 64
3.1.1. Environnement de calcul . . . 64
3.1.1.1. Calage des paramètres turbulents . . . 64
3.1.1.2. Modélisation des parois . . . 66
Rugosité et lois de parois . . . 66
Propriétés thermiques des parois . . . 66
3.1.1.3. Maillage . . . 66
3.1.1.4. Condition limite . . . 67
Cas sans jet . . . 67
Cas avec jet . . . 68
3.1.2. Modélisation de la galerie . . . 69
3.1.2.1. Symétrie de l'écoulement . . . 69
3.1.2.2. Modélisation de la tour verticale . . . 69
3.1.3. Modélisation de l'incendie . . . 72
3.1.3.1. Puissance de l'incendie . . . 72
3.1.3.2. Volume du foyer . . . 73
3.1.3.3. Position du foyer . . . 75
3.1.4. Echanges thermiques au plafond . . . 79
3.1.4.1. Echange thermique par rayonnement au plafond . . . 79
3.1.4.2. In uence de la conductivité thermique du plafond . . 80
3.1.5. In uence du débit d'extraction . . . 81
3.1.6. Conclusion . . . 83
3.2. Simulations des expériences et analyse des résultats . . . 83
3.2.1. Simulations des expériences . . . 83
3.2.1.1. Simulations des expériences sans jet . . . 83
Incendie de 249 kW . . . 83
Incendie de 184 kW . . . 88
Conclusion . . . 92
3.2.1.2. Simulations des expériences avec jet . . . 92
Incendie de 249 kW et jet de 2,4 m/s . . . 92 Incendie de 249 kW et jet de 5,14 m/s . . . 98 Incendie de 184 kW et jet 2,4 m/s . . . 102 Incendie de 184 kW et jet 5,14 m/s . . . 105 Conclusion . . . 108 3.2.1.3. Conclusion . . . 108
3.2.2. Analyse des résultats . . . 109
3.2.2.1. Evolution de l'épaisseur de la nappe de retour dans les cas sans jet . . . 109
3.2.2.2. In uence du jet sur la longueur de la nappe de retour 110 3.2.2.3. In uence du jet sur l'évolution de l'épaisseur de la
nappe de retour . . . 110
3.2.3. Conclusion . . . 112
3.3. Simulations supplémentaires . . . 113
3.4. In uence du jet sur les caractéristiques de la nappe de retour . . . 113
3.4.1. In uence du jet sur la longueur de la nappe de retour . . . 113
3.4.2. In uence du jet sur l'évolution de l'épaisseur de la nappe de retour . . . 116
3.5. In uence du jet sur les paramètres de strati cation de la nappe de retour 120 3.5.1. Evolution des paramètres de strati cation dans les cas sans jet 120 3.5.2. In uence du jet sur les paramètres de strati cation . . . 121
3.6. Conclusion . . . 123
Chapitre 4. Conclusion et Perspectives . . . 125
Reference . . . 127
Annexe : Le code utilisé Phoenics . . . 130
Caractéristiques principales . . . 130
Equations de conservations . . . 130
Introduction à la méthode des volumes nis . . . 131
Intégration spatiale et discrétisation des équations de conservation131 Calcul stationnaire . . . 132
Calcul instationnaire . . . 132
Méthode de résolution par l'algorithme SIMPLEST . . . 133
Principe du calcul parabolisé . . . 133
Principe de la correction de pression . . . 133
Maillage décalé . . . 133
Les équations de correction de vitesse et de pression . 134 Algorithme SIMPLEST . . . 135
Critère de convergence . . . 136
Le modèle k − ε . . . 136
Prise en compte des parois . . . 138
La couche limite turbulente . . . 138
Les lois de parois . . . 139
La sous-couche logarithmique (pour la couche limite mécanique) . . . 139
La sous-couche inertielle (pour la couche limite thermique) . . . 140
Lettres latines
Symbole Correspondance
a aire du tunnel (l*H)
A aire de la face d'un volume de contrôle D dimension caractéristique du tunnel
Cp capacité calori que
d diamètre de la source
D dimension caractéristique du tunnel
g gravité
H hauteur du tunnel
H diamètre hydraulique du tunnel
h épaisseur de la couche de fumée k énergie cinétique turbulente
l largeur du tunnel
L rapport d'échelle de longueur Lc longueur de la nappe de retour
q débit massique dans la galerie
qv débit volumique dans la galerie
Q puissance de l'incendie
Qc puissance convectée de l'incendie
R rayon du tunnel circulaire S paramètre de strati cation de Newman
T température
Tavg température moyenne du uide de la section
Tap Température à l'aplomb de l'axe du foyer
T0 température ambiante
Tc température à la hauteur de 0,88H
Tf température à la hauteur 0,12H
TF température moyenne des fumées au niveau du foyer
Th température des fumées à la hauteur h
U vitesse longitudinale
V volume d'un volume de contrôle
Vc vitesse critique
Vd vitesse débitante
x coordonnées cartésiennes suivant la longueur y coordonnées cartésiennes suivant la largeur z coordonnées cartésiennes suivant la hauteur
Lettres grecques
Symboles Correspondance δ taux de cisaillement λ conductivité thermique φ variable μ viscosite dynamique μt viscosité turbulente ν viscosité cinématique ρ masse volumiqueρ0 masse volumique de l'air ambiant
ε taux de dissipation de l'ébergie cinétique turbulente
Nombre adimensionnels
Symbole Correspondance Formule
A nombre de Atwood ρ2−ρ1
ρ2+ρ1
δ taux de cisaillement U2−U1
U2+U1 Fr nombre de Froude √U gD N fréquence de Brunt-Väisälä −g ρ0 ∂ρ ∂z 1/2 Pr nombre de Prandtl μCp λ Re nombre de Reynolds U D ν Ri nombre de Richardson −g∂ρ∂z ρ0(∂u ∂z) 2
Rig nombre de Richardson de gradient −ρg
0
dρ0/dz
(dU/dz)2
Riap nombre de Richardson basé sur Tap
Uc∗ vitesse critique adimensionnée √UgH
¯
Uc∗ vitesse critique adimensionnée avec le diamètre hydraulique √U g ¯H
L'incendie en tunnel consitue un problème de société. En eet, il peut conduire à une catastrophe comme dans le cas de l'incendie du tunnel Saint Gothard qui a fait 11 morts en 2001. De nombreux phénomènes physiques interviennent lors d'un incendie en tunnels. Des travaux de recherche sont réalisés a n d'évaluer et de modéliser ces phénomènes.
Cette thèse s'inscrit dans la problématique de compréhension du comporte-ment des fumées lors d'un incendie en tunnel et plus précisécomporte-ment de l'in uence du système de ventilation sur le comportement des fumées.
Cette thèse vise à étudier l'in uence du jet sur la longueur et l'épaisseur de la nappe de retour. Le but est de chercher à obtenir une prédiction des charac-téristiques de la nappe de retour en présence d'un jet. Il est de plus essentiel de connaître l'évolution de la strati cation de la nappe face à l'introduction du jet. De nombreuses études ont été réalisées a n de déterminer les conditions d'apparition et la longueur de la nappe de retour en présence d'un écoulement d'air amont non perturbé et établi.
La problématique de l'in uence d'un jet plan pariétal, modélisant la dy-namique d'un système d'entraînement d'air, sur une nappe de retour n'a pas apparement été abordé auparavant. L'objectif de cette thèse est d'étudier l'in- uence d'un jet plan pariétal modélisant la dynamique d'un système d'entrai-nement d'air sur les caractéristiques et la strati cation de la nappe de retour d'un point de vue expérimental et numérique. Cette thèse comporte une étude expérimentale et une étude numérique.
L'étude expérimentale vise à dé nir les caractéristiques de la nappe de retour et à identi er l'in uence du jet sur ces caractéristiques. Elle permet aussi la validation du modèle numérique utilisé.
L'étude numérique réalisée a pour objectif de déterminer l'in uence du jet sur la nappe de retour au moyen d'une étude paramétrique et de sélectionner un paramètre qui renseigne sur l'état de strati cation de la nappe de retour.
Ce mémoire est composé de quatre chapitres.
Le chapitre 1 présente la problématique du comportement des fumées lors d'un incendie en tunnel ainsi qu'une présentation des études antérieures portant sur l'étude de la nappe de retour et notamment sur l'in uence d'un courant d'air établi sur cette nappe.
Le chapitre 2 est composé d'une présentation du dispositif expérimental, du dépouillement des résultats, de la dé nition des charactéristiques la nappe à partir des résultats expérimentaux et en n une analyse des résultats de cette étude. Cette analyse comprend une comparaison des résultats de cette étude avec ceux obtenus dans des études antérieures.
Le chapitre 3 est consacré à la validation des paramètres numériques pour reproduire les essais de l'étude expérimentale et à l'étude de l'in uence du jet plan sur les caractéristiques et la strati cation de la nappe de retour. Ce chapitre peut être divisé en deux parties.
L'objectif de la première partie est de valider les paramètres numériques en réalisant des simulations des essais de l'étude expérimentale.
Les quantités turbulentes, la modélisation des échanges thermiques, les condi-tions limites et le terme source feu sont quali és pour permettre la simulation numérique des expériences.
L'objectif de la seconde partie est de déterminer l'in uence du jet sur les caracéristiques et la strati cation de la nappe de retour. Une étude paramétrique est alors réalisée au moyen de simulations numériques.
Le chapitre 4 présente la conclusion de cette étude ainsi que quelques pers-pectives.
Contexte de l'étude
1.1. Introduction
Les infrastructures souterraines connaissent un développement important ces dernières décennies du fait notamment de l'augmentation des ux de transit et du besoin de réduire les temps de transport. Le tunnel est un ouvrage néces-saire en terme de transports terrestres dans les zones géographiquement peu accessibles et dans certaines zones urbaines où l'expansion du réseau routier a pratiquement atteint ses limites.
Par dé nition, un tunnel est une galerie souterraine livrant passage à une voie de communication. Un tunnel routier permet le transit de véhicules de tourisme, poids lourds, transport de marchandises dangereuses (si autorisé dans l'ouvrage). Pour permettre la traversée du tunnel en toute sécurité pour les usagers, ce type de tunnels est, suivant les cas, pourvu de diérents équipements : signalisation, éclairage et système de ventilation ...
La ventilation installée en tunnel a plusieurs objectifs : assurer la ventilation sanitaire en exploitation courante, favoriser l'évacuation des usagers, faciliter l'intervention des services de secours et protéger l'ouvrage en cas d'incendie.
La ventilation sanitaire a pour objectif de maintenir la qualité de l'air au niveau requis en application du dossier pilote du Cetu, section ventilation [10]. La diérence de pression entre les têtes du tunnel, les eets de vent au niveau de chaque tête, l'eet cheminé causé par la diérence de température et l'eet de pistonnement du tra c contribuent à la ventilation naturelle de l'ouvrage. Lorsque ces phénomènes sont insu sants ou pour faire face à des congestions récurrentes, une ventilation mécanique est généralement appliquée pour les tun-nels d'une longueur supérieure à 300 m.
Dans les cas où une ventilation mécanique doit être utilisée, plusieurs sys-tèmes sont applicables. La méthode retenue pour faire baisser les niveaux de pollution est la dilution des polluants. La terminologie traditionnelle distingue deux systèmes de ventilation sanitaire :
le système longitudinal, pour lequel des ventilateurs poussent la masse d'air du tunnel, sans apport d'air frais ni sortie d'air pollué autre que par les têtes,
le système transversal, pour lequel l'air frais est injecté et l'air vicié peut être extrait à intervalles réguliers au moyen de gaines de ventilation [10]. Avant les années 90, le dimensionnement de la ventilation du tunnel était prin-cipalement lié au respect des seuils réglementaires de pollution. Les grandes catastrophes de la n des années 90 , incendies des tunnels du Mont blanc, du Tauern et du Saint Gothard, ont conduit la France à modi er son arsenal réglementaire en matière de sécurité inendie en tunnel en abrogeant la circulaire 81-109 et en la remplaçant par la circulaire 2000-63 [31] puis 2006-20 . Ces textes réglementaires ont complétement modi és l'approche de la ventilation en tunnel puisque la prise en compte de l'incendie devient primordiale et dimensionnante pour le système de ventilation.
En cas d'incendie, le but de la ventilation est dans un premier temps de créer des conditions favorables pour protéger les usagers des fumées lors de l'évacuation du tunnel. L'évacuation peut se faire par les têtes du tunnel ou par les issues de secours. La perception des issues de secours peut être rendue di cile du fait de la présence de fumée et donc du manque de visibilité. En eet, la vitesse normale à laquelle les usagers rejoignent une issue de secours est
d'en-viron 1 m/s et peut descendre à 0,5 m/s en présence de fumée [11]. La distance minimale de visibilité doit être comprise entre 7 et 15 m pour les opérations d'évacuation. Le manque de visibilité peut amener les usagers à être bloqués dans les fumées. L'association mondiale de la route [1] donne des estimations des conditions limites provoquant des dommages aux personnes :
La température ne doit pas excéder 80°C, la durée d'exposition ne doit pas dépassée 15 minutes.
Le rayonnement ne doit pas dépasser 2 à 2,5 kW/m2, il s'agit de la limite
provoquant une forte douleur sur la peau nue pour une exposition de quelques minutes.
Un incendie de véhicules rejette des produits de combustion plus ou moins toxiques pour l'homme. Par exemple, une exposition à un niveau de concen-tration de monoxyde de carbone à 3000 ppm durant 30 minutes conduit au décès de 50 % des personnes.
La ventilation doit, dans un second temps, faciliter l'intervention des services de secours et limiter les dommages subis par l'ouvrage en poussant les fumées d'un seul côté de l'incendie.
La stratégie de ventilation de désenfumage, a n de permettre l'évacuation des usagers, est :
de pousser l'intégralité des fumées vers une zone où il n'y a pas d'usa-gers (voir la gure suivante) la vitesse du courant d'air longitudinal doit être supérieure à une valeur nommée vitesse critique [24] (cas des tunnels unidirectionnels sans congestion) ;
Fig. 1.1. Comportement des fumées dans le cas où les fumées sont poussées
de maintenir des conditions favorables à la strati cation des fumées et d'extraire celles-ci au plafond (voir gure suivante). Il est nécessaire dans ce cas que la vitesse longitudinale de l'air soit idéalement nulle au droit de l'incendie [1, 7] (cas des tunnels bidirectionnels ou unidirectionnels congestionnés).
Fig. 1.2. Comportement des fumées dans le cas d'extraction
Dans certains cas, l'implantation des gaines n'est pas obligatoire réglemen-tairement alors que des usagers peuvent être présents de part et d'autre du foyer. Les fumées ne peuvent pas être poussées d'un côté du foyer puisque des usagers peuvent être bloqués de part et d'autre du foyer. Dans ces cas de gure, la vitesse au droit de l'incendie doit être faible (entre 1 et 2 m/s).
En eet, une vitesse longitudinale importante peut conduire à la perte de strati cation des fumées à l'aval du tunnel et à l'occupation de la section en travers du tunnel par les fumées. A n de conserver des conditions favorables à la strati cation, la vitesse longitudinale doit être inférieure à la vitesse critique [24, 1, 21] . Un mouvement des fumées à contre-courant peut alors se développer comme illustré sur la gure suivante. La nappe de fumée strati ée, se propageant à contre courant, est nommée nappe de retour (backlayering).
Fig. 1.3. Schéma de propagation de la nappe de retour
Vers l'aval de l'incendie, le développement de la couche de fumée est per-turbé du fait du courant d'air. En eet, un écoulement longitudinal modi e le comportement du panache issu de l'incendie. Tout d'abord, le panache et les ammes de l'incendie s'inclinent vers l'aval de l'écoulement longitudinal [27].
Le panache thermique se développe du fait de la diérence de densité mais l'interaction entre le panache et l'écoulement longitudinal présente des simili-tudes avec celle d'un jet et d'un écoulement longitudinal (sans écarts de tempé-rature) qui a fait l'objet de nombreuses études. Ces études montrent que cette interaction de deux écoulements conduit à la formation de structures tourbillon-naires. Fric et Roshko [17] identi ent quatre types de structures : la paire de tourbillons contra-rotatifs (Counter-rotating vortex pair), les structures en fer à cheval (Horseshoe vortices, de sillage (Wake vortices) et de cisaillement dans la couche de mélange (Jet Shear-layer vortices) représentés sur la gure suivante.
Fig. 1.4. Interaction entre un jet et un courant d'air longitudinal [17]
Des tourbillons contra-rotatifs se forment à l'aval de l'incendie en présence d'un écoulement longitudinal [6].
Les tourbillons contra-rotatifs induits par l'écoulement longitudinal restent liés le long de la nappe aval [49].
En conclusion, le comportement de la nappe aval, en présence d'un courant d'air longitudinal, est caractérisé par l'apparition, le développement et la dis-parition de paires de tourbillons contra-rotatifs [9]. Des ventres et des creux vont se former successivement le long de la nappe aval [32]. La strati cation des fumées peut être maintenue en aval de l'incendie lorsque la vitesse du courant d'air longitudinale est faible au niveau du foyer [49]. Cette faible vitesse induit la formation d'une nappe de retour. La strati cation de cette nappe de retour doit être conservée conjointement à celle de la nappe aval.
Pourtant, le contrôle du courant d'air [20] ou la création d'un courant d'air de vitesse faible nécessitent l'emploi de système d'entraînement d'air. La mise
en fonctionnement de ces systèmes d'entrainement d'air peut perturber la stra-ti cation des nappes. Tous les systèmes dans les fumées sont arrêtés. Les seuls systèmes en fonctionnement sont situés an amont de la nappe de retour.
L'objectif de cette thèse est d'étudier l'in uence d'un jet plan pariétal modé-lisant la dynamique d'un système d'entrainement d'air sur les caractéristiques et la strati cation de la nappe de retour d'un point de vue expérimental et numérique.
1.2. Problématique de l'incendie en tunnel
1.2.1. Phénomènes physiques
Un incendie en tunnel est le siège de plusieurs phénomènes physiques qui doivent être pris en compte a n de modéliser (expérimentalement et numéri-quement) l'incendie en tunnel soumis à un courant d'air longitudinal.
Ces diérents phenomènes physiques sont listés suivant la chronologie du développement d'un incendie en tunnel.
En premier lieu, la combustion de la source va engendrer un dégagement de puissance et de produits de combustion. Cette puissance dégagée induit un echauement de la masse d'air. La gravité (force d'Archimède) engendre une montée des gaz chauds qui forme le panache.
Au niveau du foyer, quatre phénomènes sont à prendre en compte (voir gure suivante) :
Fig. 1.5. Phénomènes physiques au niveau du foyer
la combustion de la source (1), le rayonnement du foyer (2),
la gravité au niveau du panache (3),
l'interaction entre le panache et le courant d'air frais (4).
Le panache impacte ensuite le plafond et se répand de part et d'autre de l'in-cendie. La répartition des fumées entre l'aval et l'amont de l'incendie dépend du courant d'air dans le tunnel.
Au niveau des nappes de fumées, plusieurs phénomènes, représentés sur la gure suivante, sont à prendre en compte :
les échanges thermiques entre la paroi et les fumées (5), les échanges thermiques entre l'air frais et les fumées (6), la gravité au niveau des fumées chaudes (7),
le cisaillement entre l'air frais et les fumées chaudes (8), le frottement aux parois (9).
Fig. 1.6. Phénomènes physiques au niveau des fumées
1.2.2. Analyse dimensionnelle
Les diérents phénomènes physiques, cités dans le paragraphe précédent, font intervenir les paramètres suivants :
la hauteur du tunnel H la largeur du tunnel l la puissance de l'incendie Q le fraction radiative de l'incendie fr la masse volumique de l'air frais ρ0
la masse volumique des fumées chaudes ρf
la vitesse débitante de l'air frais Vd la vitesse d'éjection du jet Vjet
la viscosité cinématique de l'air ν la chaleur spéci que de l'air Cp l'accélaration de la pesanteur g
Ces phénomènes font intervenir 11 paramètres dépendant de 4 unités (masse, longueur, température et temps). Daprès le théorème de Vaschy-Buckingham, le problème peut être décrit par 7 nombres sans dimensions :
la géométrie du problème est dé nie par le rapport d'aspect du tunnel
r= Hl,
l'écoulement ambiant est caractérisé par le nombre de Reynolds Re = VdH
ν ,
le rapport entre la vitesse du jet et la vitesse critique R1= VVjetC ,
le rapport des vitesses d'éjection du jet et débitante de l'air frais R2=VVjetd la puissance adimensionnée de l'incendie Q∗ = Qc
ρ0CpT0g1/2H5/2 avec Qc la
puissance convectée par l'incendie calculée à partir de la puissance de l'incendie et de sa fraction radiative,
la fraction radiative de l'incendie fr,
le nombre de Froude Densimétrique FRd= V
2
gH avec g= ρ0−ρf
ρ0 g.
1.3. Développement des fumées lors d'un incendie en
tunnel non ventilé
Au delà de la hauteur de amme, le panache thermique se forme. L'expansion volumique des gaz chauds brûlés permet la montée du panache. Il y a alors, par convection naturelle, appel d'air frais latéral ne participant pas à la réaction de combustion. Le panache thermique impacte ensuite le plafond du tunnel. Le panache se scinde en deux. Les fumées se propagent alors de part et d'autre de l'incendie. Lorsque la vitesse du courant d'air longitudinal est nulle au droit de l'incendie et la géométrie du tunnel est identique de part et d'autre de l'incen-die, la propagation des fumées est symétrique. La gure suivante représente la propagation symétrique des fumées.
Fig. 1.7. Expansion symétrique des fumées [18]
Les fumées sont présentes en partie haute du tunnel. L'écoulement est struc-turé en deux couches superposées de masses volumiques diérentes (couche de fumées chaudes et couche d'air frais). Les fumées sont alors strati ées. Un écou-lement strati é est dit stable lorsque le uide de masse volumique plus faible est au dessus.
Lorsque les fumées s'éloignent de l'incendie, elles se refroidissent et ne peuvent rester con nées au plafond. Elles vont alors se mélanger à l'air frais.
1.4. In uence de la ventilation sur la propagation des
fumées
Lorsqu'un courant d'air longitudinal est créé dans le tunnel, la propagation des fumées n'est plus symétrique. Pour les cas où la vitesse débitante dans le tunnel est supérieure à la vitesse critique (voir calcul dans le paragraphe suivant), l'intégralité des fumées est alors poussée à l'aval de l'incendie. La gure suivante représente le comportement des fumées lorsque la vitesse débitante (Vd) est supérieure à la vitesse critique (Vc).
Fig. 1.8. Propagation des fumées lorsque Vd >Vc [18]
En deça de cette vitesse critique, une nappe de fumées se développe à contre-courant du courant d'air frais longitudinal. Le courant d'air frais s'en-goure sous cette couche à contre courant et entraine les fumées vers le foyer. La gure suivante présente la propagation des fumées lorsque la vitesse débitante (Vd) est inférieure à la vitesse critique (Vc).
Fig. 1.9. Existance de la nappe de retour (Vd<Vc) [18]
La nappe de retour ou backlayering est composé, dans cette étude, des couches des fumées se propageant à contre-courant et à co-courant de l'air frais à l'amont de l'incendie.
L'évaluation du comportement de la nappe de retour : conditions d'existence et caractéristiques, constitue le sujet d'études expérimentales et numériques réalisées dans le passé.
1.5. Etat des conaissances sur l'évaluation du
comportement de la nappe de retour
Les études précédentes portant sur la nappe de retour ont eu pour but de déterminer la condition d'existence de la nappe de retour, c'est à dire calculer la vitesse critique en fonction de plusieurs paramètres (puissance de l'incendie, géométrie du tunnel..). En eet, lorsque la vitesse débitante est supérieure à la vitesse critique, la nappe de retour disparait.
L'estimation des caractéristiques de la nappe de retour, il s'agit le plus sou-vent de la longueur de cette nappe de retour, a fait l'objet de nombreuses études. Certaines études ont pour but de déterminer l'in uence d'un écoulement de ventilation établi et non perturbé sur la longueur de cette nappe.
L'in uence d'un écoulement perturbé, par un jet par exemple, sur le déve-loppement de la nappe de retour ne semble pas avoir été abordé dans des études antérieures.
1.5.1. Vitesse critique
La connaissance de la condition d'existence de cette nappe c'est à dire la détermination de la vitesse critique a fait l'objet de nombreuses études analy-tiques, expérimentales et numériques.
En 1968, P.H. Thomas [45] proposa, à partir d'une étude expérimentale, une formulation de la vitesse critique en fonction de la puissance convectée de l'incendie : Vc= k gQc ρ0CpT0 1/3 (1.1) k est une constante que Thomas estime proche de l'unité et qui varie avec la position et la taille de l'incendie.
En 19ç-, Danzinger et Kennedy [24] développent un système de deux équa-tions à deux inconnues pour déterminer la vitesse critique :
Vc= 0, 61Kg gQc ρ0CplTF 1/3 (1.2)
Kg= 1 + 0, 0374 ∗ (pente)0,8 la pente du tunnel est exprimée en %
TF =ρ Qc
0CpAVc + T0
Dans ces deux formulations, la vitesse critique est une fonction de la puis-sance convectée de l'incendie élevée à la puispuis-sance 1/3. De plus, Danzinger et Kennedy prédisent que pour des puissances d'incendie élevées la vitesse critique atteint une valeur constante appelée vitesse super critique. Oka et Atkinson [36] ont quanti é l'apparition de cette vitesse super critique et Wu et Bakar [53] ont expliqué son existence.
Atkinson et Wu [2] ont étudié l'in uence de la pente sur la vitesse critique. Leurs résultats expérimentaux les amènent à introduire un facteur de correction a n de prendre en compte les eets de la pente comprise entre 0 et 10° :
Vc∗= Vmax∗ ∗ Q∗ 1, 2 1/3 ∗ (1 + 0, 014 ∗ θ) pour Q∗<0, 12 (1.3) Vc∗ = Vmax∗ (1 + 0, 014 ∗ θ) pour Q∗>0, 12 (1.4)
θest la pente du tunnel en degrés.
Megret [29] étudie l'in uence de diérents paramètres sur la vitesse critique : in uence de la forme de la source : plus la dimension transverse de la
source à l'écoulement est grande plus la vitesse critique est faible ; in uence de la pente : les résultats de Mégret corroborent la formulation
d'Atkinson et Wu ;
in uence de la largeur et de la hauteur du tunnel : en ce qui concerne la largeur, la vitesse critique est maximale pour la section carrée et diminue
lorsque la largeur augmente, si la hauteur est augmentée à partir de la section carrée, la vitesse critique ne présente pas de modi cation notable mais elle diminue rapidement si la hauteur diminue.
Son étude expérimentale lui a permis de déterminer une loi générale apte à reproduire les variations de la vitesse critique en fonction de la géométrie rec-tangulaire du tunnel : Vc∗= 0, 719Q∗ 1/3 H D 1/3 1 − exp −1, 4155 l H (1.5) A n de déterminer un modèle semi-empirique pour le calcul de la vitesse critique, il eectue un bilan des forces s'exerçant au niveau du front de fumée ; le mélange à l'interface entre les 2 couches est négligé. Ce bilan associé aux résultats expérimentaux lui permet d'obtenir la formule suivante pour la vitesse critique : Vc = 1 2hl 0, 5ρf ρ0U 2 fS+ 1, 6 ρf ρ0 gSH (1.6) Cette formule fait intervenir des quantités parfois di ciles à estimer. En 2000, Wu et Bakar [53] suggèrent l'utilisation du diamètre hydraulique du tunnel comme longueur caractéristique au lieu de la hauteur du tunnel.
En 2002, Kunsh [26] propose un modèle simple pour calculer la vitesse cri-tique, il se base sur un modèle physique existant du panache thermique impac-tant le plafond et sur l'intégration d'équations relatives à la nappe de retour. Dans ces équations, le mélange entre les couches de fumées chaudes et d'air frais n'est pas pris en compte. Il obtient la formule analytique suivante :
Vc∗= 1, 48 1 + 3, 11Q∗2/3 0 1 + 6, 13Q∗2/3 0 Q∗01/3pour H/l= 0, 5 (1.7)
1.5.2. Longueur de la nappe de retour
Dans le cas où la vitesse débitante est inférieure à la vitesse critique, la nappe de retour se forme. De nombreuses études ont été réalisées a n de déterminer la longueur de cette nappe. Plusieurs auteurs ont ainsi établi des corrélations entre la longueur de la nappe, la vitesse débitante et la puissance du foyer ou une température de référence.
Une étude expérimentale réalisée avec la maquette de Poitiers a permis à Vantelon et al. [48] de proposer une corrélation en fonction de la puissance convectée de l'incendie et de la vitesse de ventilation :
Lc R ∝ gQc ρ∞CpT∞Ud3R 1/3 (1.8) Megret [29] réalise une étude avec la maquette froide de Valenciennes et obtient une relation prenant en compte les géométries du tunnel et du foyer :
Lc H ∝ gQ ρ0CpT0U3H l D 1/2 3/2 (1.9) Deberteix [14] tire de son étude expérimentale sur la maquette de Poitiers une corrélation reliant la longueur de la nappe de retour au nombre de Richardson basé sur Tap:
Lc
H = 7, 5
Ri1/3− 1 (1.10)
Le nombre de Richardson est dé ni dans cette corrélation par la relation suivante Ri = (Tap−T0)
T0 gH
U2. Cette relation est valable pour 1 < Ri < 30, pour
Gaillot [18] a lui obtenu à partir de ces essais la relation suivante : Lc H = 23 Ri0,29ap − 1, 23 (1.11) Rigter [42] réalise une étude analytique basée sur la théorie des écoulements hydrauliques à deux couches de masses volumiques diérentes. L'utilisation de cette théorie implique de faire l'hypothèse que les fumées ont en tous points de la nappe de retour la même masse volumique. La même hypothèse est réalisée pour la couche d'air frais. Pour une section rectangulaire et sans pente, il aboutit à l'équation suivante : 2V2 iF rkB0HL =1 − V 2 iF r 3 +C1 1 − V4/3 iF r 2 +C21 − V2/3 iF r +s1ln 1 − r1 V2/3 iF r− r1 +s2ln 1 − r2 V2/3 iF r− r2 (1.12)
C1, C2, s1, s2, r1 et r2 sont des fonctions de B = l
H, de ki coe cient
de frottement entre l'air frais et les parois du tunnel et de k0 coe cient de frottement à l'interface entre les deux couches.
Ces expressions sont confrontées aux résultats expérimentaux dans la section d'analyse des résultats expérimentaux.
Pour les essais expérimentaux réalisés dans la galerie, la vitesse débitante est prise de l'ordre de la vitesse critique pour le plus petit foyer a n d'obtenir une nappe de retour qui n'atteint pas l'entrée de la galerie.
1.5.3. Moyens d'étude
Les moyens d'étude des nappes de fumée se répartissent en trois groupes : les études sur site, les études sur maquette à échelle réduite et les simulations numériques.
1.5.3.1. Les études sur site
Les campagnes d'essais Des campagnes d'essais en tunnel à grande échelle ont été réalisées dans le tunnel d'Ofenegg (Suisse) en 1966, dans le tunnel de Zwenberg (Autriche) en 1976, dans le Repparfjord (Norvège) entre 1990 et 1992 (Projet Eureka 499) et dans le Memorial tunnel (West Virginia, USA) entre 1993 et 1995 .
Eureka 499, Repparfjord Tunnel Le Repparfjord Tunnel de la campagne Eureka 499 [16] est un ancien tunnel minier de 2,3 km composé d'une ouverture horizontale à l'air libre à une tête et d'un puits à l'autre tête. Un accélérateur placé au niveau de l'ouverture horizontale crée un courant d'air longitudinal dans le tunnel. Ces essais donnent notamment des conclusions quant à l'utilisation d'un feu de bac d'heptane pour la représentation d'un incendie de véhicule. Ces essais avec bac d'heptane ont montré que les champs de température et de vitesse sont reproductibles d'un essai à l'autre si les conditions d'essais sont identiques. Ce type de foyer permet aussi d'obtenir un dégagement de puissance constant et bien dé ni. L'heptane est un composé caractérisé précisément en laboratoire contrairement à un feu de voiture qui reste aléatoire malgré les essais de quanti cation réalisés notamment durant la campagne Eureka 499.
Des conclusions ont aussi été apportées à propos du comportement de la nappe de retour. L'augmentation de la puissance de l'incendie a pour consé-quence une augmentation de la température et de la vitesse de la nappe de retour. Le mélange entre la couche de fumée chaude et la couche d'air frais s'in-tensi e si la vitesse de ventilation est augmentée. Ainsi, il a été observé qu'en l'absence de ventilation, la nappe de retour de fumée chaude est strati ée mais lorsque l'accélérateur est redémarré, le courant d'air longitudinal à tendance à détruire la strati cation.
Memorial Tunnel La campagne du Memorial Tunnel [34] apportent des in-formations sur les caractéristiques et le comportement de la nappe de fumée
se propageant à contre courant. Cette campagne comprend 98 essais avec in-cendie réalisés dans un tunnel routier fermé. Diérents systèmes de ventilation avec diérentes con gurations sont expérimentés pour des puissances d'incendie allant jusqu'à 100 MW. Les parties d'études de la ventilation naturelle et de la ventilation longitudinale donnent des informations sur le comportement et les caractéristiques de la nappe de retour. La vitesse critique est calculée en utilisant la formule présenté par Danzinger et Kennedy en 1996 [24] :
Vc= 0, 61Kg gQc ρCplTF (1.13)
Kg= 1 + 0, 0374 ∗ (pente)0,8 la pente du tunnel est exprimé en %
TF =ρCQc
pAVc + T
Pour obtenir la vitesse critique, il faut résoudre ce système de deuxéquations à deuxinconnues.
Cette théorie est basée sur les observations expérimentales de Lee et al. qu'il existe un nombre de Froude critique xé à 4,5 par Kennedy [42]. Lee et al. concluent que si le nombre de Froude reste inférieur ou égal à une valeur critique, les fumées chaudes ne se propagent pas à contre-sens du courant d'air induit par la ventilation.
Les essais de la campagne du Memorial Tunnel ont montré qu'une vitesse comprise entre 2,54 m/s et 2,95 m/s est su sante pour pousser l'intégralité des fumées à l'aval de l'incendie pour toutes les puissances d'incendie représentées (de 10 à 100 MW). Il ressort de ces essais que la formule de Danziger et Kennedy surestime la valeur de la vitesse critique pour les incendies de 50 et 100 MW.
La vitesse critique augmente avec la puissance de l'incendie jusqu'à une certaine valeur dite vitesse super critique [24], indépendante de la puissance de l'incendie.
Les essais de la campagne du Memorial tunnel ont de plus montré que la mise en marche d'un accélérateur perturbe la nappe de fumée strati ée s'il est positionné dans la nappe.
Plusieurs conclusions sur le mouvement des fumées ont pu être établies. La longueur de la nappe de retour augmente avec la puissance de l'incendie. La nappe de fumées chaudes s'épaissit lorsque la puissance de l'incendie est augmentée.
Le manque de visibilité est le premier facteur nuisible à l'évacuation des usagers, bien avant une température trop haute et des tauxde polluants trop importants pour permettre auxusagers d'évacuer.
Toutefois, ces campagnes d'essais sur site restent limitées en nombre du fait du coût et du temps de réquisition du tunnel nécessaires pour leur réalisation. Des essais avant ouverture d'un ouvrage sont parfois mis en oeuvre a n de déterminer les capacités du système de ventilation installé.
Tunnels avant mise en service
Tunnel de la Grande Mare L'essai du tunnel de la Grande Mare de Rouen [38] a permis de con rmer que la ventilation longitudinale d'un tunnel permet d'obtenir une zone sans fumée à l'amont de l'incendie alors qu'à l'aval, les fumées sont rapidement mélangées à l'air frais et envahissent toute la section du tunnel. 1.5.3.2. Les essais sur maquettes
Les essais sur maquette à échelle réduite constituent un second moyen d'étude de la nappe de retour. Des modèles physiques sont souvent utilisés a n de repro-duire le mouvement des fumées dans le tunnel réel. Un modèle physique peut être soit une reproduction de l'incendie en tunnel à échelle réduite, soit une analogie physique ou soit les deux.
Les maquettes peuvent être regroupées en deuxtypes :
les maquettes anisothermes ou chaudes : le foyer est modélisé par une source de chaleur, brûleur à gaz ou bac de combustible liquide dont la
puissance est variable. Ces maquettes montrent plus de réalisme puisque les eets thermiques sont représentés.
les maquettes isothermes ou froides : un uide de masse volumique dié-rente de la masse volumique du uide ambiant est injecté. Il existe des ma-quettes aérauliques, utilisant un gaz léger et des mama-quettes hydrauliques utilisant l'eau salée. Les maquettes aérauliques permettent de simuler des diérences de masse volumique importantes alors que pour les maquettes hydrauliques, ces diérences sont limitées à quelques pour cent.
Les maquettes anisothermes
Maquette du Laboratoire de Chimie Physique de Poitiers Cette ma-quette à l'échelle 1/30 permet de modéliser un incendie en tunnel par l'utilisation d'un brûleur. Vantelon et al. [48] ont ainsi montré qu'une augmentation de la puissance de l'incendie, à vitesses de ventilation égales, induit une augmentation de la longueur de la nappe de fumée. De plus, la longueur de la nappe de fumées chaudes est très sensible à la vitesse de ventilation. L'interface entre les couches de fumées et d'air frais est inclinée, la nappe de fumée est plus épaisse vers le foyer. Le cisaillement à l'interface entre les deux couches est important et génère des zones turbulentes.
Tout comme Vantelon et al., Deberteix [14] observe ces instabilités carac-téristiques de l'activité turbulente de la couche de mélange. Il remarque deux comportements diérents pour l'épaisseur de la nappe de retour :
lorsque la nappe de retour est relativement longue (2 à 3 m dans ces expé-riences), l'épaisseur de la nappe de fumée est quasi constante sur les deux premiers tiers de sa longueur puis diminue jusqu'à son extrémité ; pour les nappes de retour plus courtes, l'épaisseur décroît régulièrement
du foyer à l'extrémité de la nappe.
Les essais réalisés l'ont amené à étudier l'évolution de l'épaisseur et de la lon-gueur de la nappe de retour en fonction du nombre de Richardson basé sur la température à la paroi à l'aplomb de l'axe du foyer.
Il établit les corrélations en puissance suivante :
h H = 0, 9 1 − Ri−1/3 (1.14) h Lc = 0, 12 Ri1/3− 1 (1.15) Le nombre de Richardson est dé ni par la relation suivante Ri = (Tap−T0)
T0 gH U2
dans l'étude de Deberteix. Ces relations sont valables pour 1 < Ri < 30 à la position x/H=1.
En ce qui concerne la longueur de la nappe de retour, son évolution en fonc-tion de la vitesse de ventilafonc-tion peut être décomposée en deux phases distinctes : la première phase caractéristique du phénomène de déclenchement de la nappe de retour, tant que la longueur de la nappe reste inférieure à deux fois la hauteur du tunnel, la diminution de la vitesse entraîne une faible augmentation de sa longueur ;
la seconde phase caractéristique du développement de la nappe de retour dans le tunnel, l'évolution de sa longueur est quasi linéaire en fonction de la vitesse de ventilation.
Ses essais lui ont permis d'établir une évolution de la longueur de la nappe de retour en fonction du nombre de Ri :
Lc H = 7, 5 Ri1/3− 1 (1.16) Cette évolution est valable pour 1 < Ri < 30.
Deberteix obtient des longueurs de nappe de retour inférieures à celles mesu-rées par Mégret [29], il explique cette diérence par l'utilisation d'une maquette froide qui ne permet pas de prendre en compte les échanges thermiques.
Gaillot [18] a étudié la strati cation de la nappe de retour à partir d'essais réalisés sur cette maquette. Ses résultats lui ont permis d'établir une corrélation pour l'évolution des paramètres de Newman valable pour la nappe amont [35] :
ΔTcf
ΔTco = 0, 57S
0,27 (1.17)
Il a de plus déterminé trois évolutions de la longueur de la nappe de retour en fonction du nombre de Richardson calculé soit à partir de la température Tbulk,
représentant la température à laquelle est portée en moyenne l'écoulement au sein du tunnel via l'apport de puissance dégagée par l'incendie ; soit à partir de la température à la paroi à l'aplomb de l'axe du foyer Tap; soit à partir
de la température maximale atteinte au plafond. Il déduit des résultats qu'il est plus judicieux de conserver comme température de référence Tapet obtient
l'évolution de la longueur de la nappe de retour suivante :
Lc H = 23 Ri0,29ap − 1, 23 (1.18) Les résultats de longueurs de nappe de retour obtenus par Mégret présentent une tendance de corrélation similaire mais une surestimation continue et crois-sante des longueurs de couche à mesure que la vitesse de ventilation décroît. Gaillot émet l'hypothèse que ces diérences sont dues à la non prise en compte des échanges thermiques aux parois dans la maquette froide. Il démontre en-suite l'importance de la prise en compte de ces eets thermiques pour la repré-sentation d'un incendie en tunnel.
Il va ensuite tenter de reproduire les essais avec une modélisation numérique CFD mais conclut que même si la restitution des déplacements gazeux est rela-tivement correcte, les simulations présentent des limitations d'utilisation dans la restitution des champs de température. Le niveau global de température est très élevé par rapport à celui rencontré lors des essais, la dilution des gaz issus du panache par l'écoulement de ventilation ne s'eectue pas aussi e cacement. Maquette de Saito La maquette de Saito et al. [43] représente un tunnel à l'échelle 1/5 dans lequel l'incendie est représenté grâce à un feu de combustible liquide (méthanol ou heptane). Ils observent tout comme Vantelon et al [48] que l'interface entre les couches de fumées chaudes et d'air frais est le lieu d'un mélange fortement turbulent. Ils ont de plus conclu que lorsque la nappe de retour est relativement longue (au moins 20 fois la hauteur du tunnel) la longueur de la nappe de retour n'est que faiblement dépendante de la taille du bac et de la pente du tunnel inférieure à 10°. Cette longueur peut alors s'exprimer en fonction du paramètre sans dimensiongQc/ρ0CpT0V3H . Par contre, pour une
nappe de retour courte, sa longueur est sensible à la pente du tunnel et à la taille du bac.
Maquette de Oka et Atkinson Oka et al. [36] ont réalisé des simulations d'incendie sur une maquette à l'échelle 1/10 en utilisant un brûleur à gaz. Ces expériences leur ont permis de proposer une corrélation expérimentale pour exprimer la vitesse critique :
Vc∗ = Vmax∗ ∗ Q∗ 0, 124 1/3 pour Q∗ <0, 124 (1.19) Vc∗= Vmax∗ pour Q∗>0, 124 (1.20) Vc∗= Vc √ gH (1.21) Q∗= Qc ρ0CpT0g1/2H5/2 (1.22) La valeur de V∗
Cette corrélation prend en compte le fait que pour des puissances d'incendie élevées, la vitesse critique devient indépendante de la puissance.
Ils ont de plus montré par leurs expériences que les maquettes à échelle réduite constituent un bon moyen d'investigation du phénomène de nappe de retour et que la similitude de Froude peut être utilisée pour transposer à grande échelle les résultats obtenus à échelle réduite.
Maquette de Wu et Bakar Wu et Bakar [53] ont réalisé une série d'expérience sur cinq maquettes à l'échelle 1/10 avec des sections en travers diérentes. Un brûleur à propane permet de simuler un incendie en tunnel.
Ils ont démontré que la maquette à échelle réduite représente un moyen de prédiction de la vitesse critique pour un tunnel à grande échelle. Leurs essais les amènent à conclure que la hauteur du tunnel ne peut pas être identi ée comme la longueur caractéristique du tunnel, la longueur caractéristique est dé nie par le diamètre hydraulique du tunnel puisqu'il permet de prendre en compte la géométrie de la section en travers.
La vitesse n'est plus alors fonction de la hauteur du tunnel mais du diamètre hydraulique du tunnel. Ils obtiennent à partir des expériences, les corrélations suivantes : Vc∗∗= 0, 4 ∗ Q∗∗ 0, 2 1/3 pour Q∗∗≤ 0, 2 (1.23) Vc∗∗= 0, 4 pour Q∗∗>0, 2 (1.24) Vc∗∗= Vc gH (1.25) Q∗∗= Qc ρ0CpT0g1/2H 5/2 (1.26)
Ils comparent ensuite les résultats obtenus pour les maquettes à échelle ré-duite avec ceux obtenus à grande échelle, ceci leur permet de valider ces corré-lations. Ils expliquent ensuite pourquoi la vitesse critique n'est plus dépendante de la puissance de l'incendie pour des puissances élevées Q∗∗ >0, 2. L'incendie
peut être décomposé en trois zones :
la zone de amme persistante dans laquelle la température est supérieure à 500°C ;
la zone de amme intermittente dans laquelle la température est comprise entre 250 et 500°C ;
le zone de panache dont la température n'excède pas les 250°C.
Dans le cas d'un incendie de puissance faible Q∗∗≤ 0, 2, les ammes persistantes
et intermittentes n'atteignent pas le plafond du tunnel. Le panache de fumée est le seul à impacter le plafond ; la nappe de retour, si elle existe, n'est alors composée que de fumée. Les forces de ottabilité de la fumée dépendent de la puissance d'incendie.
Par contre, pour un incendie de puissance élevée Q∗∗ > 0, 2, les ammes
intermittentes impactent le plafond et sont présentes dans la nappe de retour en cas de formation de nappe de retour. Ainsi, les forces de ottabilité de la nappe de retour ne dépendent pas de la puissance de l'incendie. De plus, lorsque la puissance de l'incendie augmente, l'air frais est accéléré lorsqu'il atteint le foyer. Ceci permet peut-être d'expliquer l'existence de vitesse super-critique. Maquette du CSTB Le CSTB a mis au point en 2005 une maquette repro-duisant le futur tunnel ferroviaire de liaison Lyon-Turin à l'échelle 1/3. Cette maquette présente un pro l en fer à cheval de 4m2de section et une longueur de
43 m. Le courant d'air longitudinal dans ce tunnel est créé au moyen d'un ven-tilateur d'extraction raccordé à une tête du tunnel. Les incendies expérimentées sont des incendies de bacs d'heptane, de bûcher bois ou de palettes bois.
Des études expérimentales réalisées par Ponticq [39] puis par Meyrand [30] dans cette maquette portaient sur l'in uence d'un système d'aspersion d'eau sur un incendie en tunnel. Toutefois, les essais ont été réalisés sans aspersion dans
un premier temps. Ponticq a ainsi conclu que l'épaisseur de la nappe de retour et la température de celle-ci sont liées à la vitesse du courant d'air longitudinal. Meyrand a observé une strati cation bien marquée des fumées de la nappe de retour. Il conclue que la tenabilité en amont est restrainte seulement du fait du uxde chaleur rayonnée par le foyer. Ces uxmesurés ne sont pas directement transposable à partir des lois de siminlitude. Il observe aussi que pour une vitesse de ventilation très basse, la couche de retour a tendance à se mélanger à l'écoulement principal du fait du refroidissement des fumées. Les maquettes isothermes
Maquette du CETU-Framatome Cette maquette à l'échelle 1/15 permet la reproduction d'une nappe de fumée par l'injection d'un mélange d'hélium et de nitrogen. Les essais ont permis de conclure que les paramètres qui gouvernent la strati cation sont la température des fumées au point d'ignition de la nappe de retour et la diérence des vitesses de la nappe et du courant d'air frais en partie basse. Ainsi, pour un incendie xé , il est nécessaire de limiter la diérence de vitesses a n de conserver la strati cation [28].
Maquette de Valenciennes La modélisation de l'incendie se fait par l'injec-tion d'un mélange air-hélium dans une maquette à l'échelle 1/20. Mégret [29] a établi une corrélation pour déterminer la longueur de la nappe de retour, à partir d'expériences réalisées sur cette maquette :
Lc H ∝ gQc ρ0CpT0U3H l D 1/2 3/2 (1.27) En raison de la taille limitée de la maquette, cette corrélation est valable pour 0 <Lc
H <12.
Il a de plus étudié la strati cation de la nappe de fumées en aval de l'incendie. La strati cation de la nappe de fumées dépend du cisaillement entre les deux couches de fumées chaudes et d'air frais et des forces de gravité s'exerçant sur la nappe de fumée.
Pour caractériser le tauxde cisaillement, le paramètre δ représentant la variation relative de vitesse entre les 2 écoulements est utilisé :
δ= U2− U1
U2+ U1 (1.28)
Les indices 1 et 2 correspondent respectivement au courant d'air et à la nappe de fumée. δ augmente avec le cisaillement.
Le nombre de Atwood A caractérise l'intensité de la strati cation de fumées :
A=ρ2− ρ1
ρ2+ ρ1 (1.29)
Plus la strati cation des fumées est marquée, plus A est élevé.
Le rapport entre les in uences du cisaillement et de la gravité peut être quanti é par la détermination du nombre de Richardson, dé ni localement par l'expression suivante : Ri(z) = −g dρ dz ρ0(du dz) 2 (1.30)
Il conclut qu'il est di cile de déterminer une valeur limite de déstrati cation basée sur ce nombre et il est préférable d'étudier le tauxde cisaillement et le nombre de Atwood.
Les travauxde Vauquelin et Telle [50] ont été réalisés a n de déterminer la vitesse de con nement des fumées lors d'extraction par des trappes au pla-fond. Au début des expériences, il y a propagation d'une nappe au delà de la trappe. Cette nappe se déplace à contre-courant du courant d'air frais initié par l'extraction. Le débit d'extraction est ensuite augmenté a n de faire disparaitre
cette nappe. Toute comme dans les travaux de Deberteix [14], ils observent une évolution en deux phases de la longueur de la nappe en fonction de la vitesse de ventilation. Lorsque Lc (longueur de la nappe de retour) > 4H (hauteur du tunnel), la longueur de la nappe est très sensible à la variation de la vitesse de ventilation. Alors que si Lc < 4H, les variations de vitesse n'induisent que peu de modi cations de la longeur de la nappe de retour.
Maquette hydraulique de l'Imperial college Mos [33] a réalisé une cam-pagne expérimentale sur la maquette hydraulique de l'Imperial College de Londres. Il conclut que les résultats obtenus avec la maquette hydraulique peuvent être interprétés uniquement comme des indications qualitatives.
1.5.3.3. Les simulations numériques
Les simulations numériques permettent de compléter le manque d'informa-tions des expériences et d'envisager un nombre important de con gurad'informa-tions dont la seule limite est le temps d'utilisation des processeurs.
Avec l'augmentation des moyens informatiques, les simulations numériques se développent même si leur utilisation nécessite des calages sur la base d'expé-riences. Ces simulations reposent sur la résolution des équations fondamentales : conservation de la masse, de la quantité de mouvement, de l'énergie et l'équation d'état des gaz. Les équations sont résolues à l'aide de techniques numériques basées sur les discrétisations de l'espace et du temps.
Ces simulations peuvent être réparties en trois groupes :
Les modèles monodimensionnels, le tunnel est modélisé par un réseau no-dal dans lequel sont résolues les équations fondamentales de la mécanique des uides. Les caractéristiques de l'écoulement sont supposées homogènes sur toute la section en travers du tunnel.
Les modèles de zones sont couramment employés dans le domaine des incendies en bâtiment. L'ensemble du tunnel est alors divisé en plusieurs zones à l'intérieur desquelles on rencontrera une phénoménologie propre. Les modèles de champs sont basés sur la discrétisation des équations de la
mécanique et de la thermique des uides sur un domaine divisé en cellules. Les équations fondamentales sont résolues en chacune des mailles donnant ainsi accès à toutes les valeurs locales en tout point.
Modèles monodimensionels (1D) Pour ce type de modèle, les équations de la mécanique des uides sont résolues dans une seule direction. L'hypothèse d'homogénéité des conditions dans un pro l en travers est faite. L'emploi de ce type de modèle simpli é est envisageable dans deux situations diérentes :
une estimation des niveaux de température dans un réseau complexe de tunnel pour mettre au point par exemple une procédure de désenfumage, un couplage avec des modèles 2D et 3D a n de modéliser des tunnels longs. Seules les zones éloignées du foyer peuvent être modélisées avec un modèle 1D puisque le comportement global de l'écoulement doit alors être quasi-unidimensionnel [5].
L'emploi de ce type de modèle permet de modéliser les tunnels a n de di-mensionner les systèmes de ventilation et d'estimer le comportement global de l'écoulement.
Modèles de zones Ce type de modèle, très utilisé dans le domaine de la mo-délisation d'incendie en bâtiment, repose sur le découpage d'une pièce en zones distinctes échangeant entre elles matière, espèce et énergie. Ces échanges sont basés sur la résolution, dans chaque zone, de diérentes équations de conserva-tion. Chaque zone est alors supposée homogène en température et en pression [12]. Ces modèles donnent des solutions pour chacune des zones dé nies et non en tous points de l'espace.
La décomposition de la pièce en diérentes zones tient compte du type d'écoulement et de la géométrie du locale. Un incendie en tunnel peut donc être décomposé en trois zones diérentes : la zone du panache, la zone d'air frais et la
zone de fumée chaude. Ces modèles sont basés uniquement sur les conservations de masse, d'espèce et d'énergie. La notion de quantité de mouvement n'est pas pris en compte dans ce type de modèle.
Ce type de modèle ne semble pas adapté pour la modélisation des accéléra-teurs car l'accélération locale du uide ne peut pas être appliquée à l'écoulement. Modèles de champs Ce type de modèle permet d'obtenir une solution du pro-blème physique en tous points de l'écoulement. Ces codes de calculs résolvent les équations de conservation de la mécanique des uides (masse, quantité de mou-vement, énergie et transport) a n de déterminer les champs dans l'écoulement des variables intervenant dans le problème.
La résolution des équations fondamentales de la mécanique des uides dans le cas d'écoulement turbulent nécessite l'application de modèles de turbulence.
Il existe trois méthodes de résolution des équations turbulentes :
la simulation de type RANS (Reynolds Averaged Navier Stokes) est basée sur la résolution des équations moyennées. Ce type de modèle de tur-bulence utilise une décomposition statistique qui distingue l'écoulement moyen de l'écoulement uctuant . Cette modélisation de la turbulence revient à résoudre les équations du champ moyen et permet ainsi de connaître le comportement moyen de l'écoulement turbulent.
la simulation numérique directe (DNS pour Direct Numerical Simulation) consiste à résoudre les équations instantannées sans les moyenner et per-met de calculer toutes les échelles spatiales et temporelles de l'écoulement. Cette technique ne fait pas appel à la modélisation de la turbulence et est très coûteuse en temps de calcul. Elle ne peut pas être utilisée pour la simulation d'incendie en tunnel du fait du nombre important d'équations couplées et des dimensions du domaine de calcul.
la simulation des grandes échelles (LES pour Large Eddy Simulation) re-pose sur la modélisation des eets des structures aux petites échelles tandis que les structures aux grandes échelles sont calculées explicitement. L'in-troduction d'un ltre spatial dans les équations de Navier Stokes permet d'éliminer la contribution des structures d'échelle inférieure à une longueur caractéristique qui dépend de la taille des mailles. Cette méthode de ré-solution commence à être utilisée pour la modélisation des incendies en tunnel du fait de la croissance importante des moyens informatiques et est présentée en détail dans la thèse de A.Rahmani [40].
Ces deux dernières méthodes de résolution permettent d'obtenir des résultats de simulations plus ns que la méthode RANS car ils permettent d'obtenir les oscillations de l'écoulement du fait de la turbulence. Ces deux types de simu-lations so stiqués nécessitent une connaissance précise de toutes les conditions limites qui doivent être maîtrisées.
Simulations numériques de la nappe de retour Woodburn et al. [52][51] a utilisé une modélisation de la turbulence de type k − ε a n de reproduire une nappe de retour qualibrée expérimentalement. Son étude lui a permis d'établir plusieurs conclusions :
la longueur de la nappe de retour est très sensible à la vitesse de venti-lation, une erreur faible de la mesure de la vitesse longitudinale entraîne des changements importants de la longueur de la nappe de retour ; une modi cation du cisaillement entre les couches d'air frais et de fumée
chaude entraîne une modi cation de la longueur de la nappe de retour ; l'utilisation du modèle de turbulence k−ε standard entraîne une sous-estimation
de la longueur de la nappe de retour ;
la modi cation de la répartition du terme source dans le volume foyer (plus puissant au centre qu'aux extrémités du foyer) n'entraîne pas de changement signi catif dans la zone du foyer ;
la longueur de la nappe de retour dépend de l'occupation du foyer dans la largeur et la position suivant la hauteur du foyer.
Les simulations numériques des essais Eureka 499 et notamment l'essai H32 ont permis d'obtenir des résultats numériques coïncidants avec les mesures expé-rimentales aussi bien au niveau des champs de températures que de vitesses [4, 5].
Wu et Bakar [53, 2] ont aussi testé une modélisation de la turbulence de type k − ε et ont obtenu une bonne reproduction des vitesses dans la nappe de retour par rapport aux résultats expérimentaux. Les températures dans la zone du foyer sont plus élévées dans leurs simulations numériques que dans leurs expériences du fait du modèle de combustion turbulente utilisée.
La prise en compte des eets de ottabilité dans les équations de transport des quantités turbulentes k et ε fait débat, il existe deux points de vue :
les eets de ottabilité induisent l'ajout de termes sources dans les équa-tions de k et ε ;
les eets de ottabilité induisent l'ajout de termes sources dans l'équation de k uniquement [13].
Demouge [15] a étudié l'in uence de la prise en compte des eets de ottabilité dans les équations de transport de k et ε sur la simulation du panache. Il conclut que l'ajout d'un terme source dans les deux équations permet d'obtenir les résultats les plus proches de l'expérience.
Van Maele et Merci [47] comparent les résulats de leurs simulations numé-riques à des résultats expérimentaux sur un panache axisymétrique turbulent et sur un panache turbulent plan en contact avec une paroi. Ils étudient notamment la modélisation du terme source de ottabilités dans les équations de transport des quantités turbulentes. Ils concluent que le modèle Simple Gradient Diusion Hypothesis conduit à une mauvaise estimation des eets de ottabilité sur la turbulence : la diusion du panache vertical est sous-estimé et la diusion de la nappe horizontale au plafond est sur-estimée.
Rhodes [41] a réalisé des simulations numériques du Test n°614 du Memo-rial Tunnel Fire Test, il s'agit d'un test avec un incendie de 100 MW avec une ventilation longitudinale obtenue au moyen d'accélérateurs. Il conclut que le jet de l'accélérateur situé en amont du jet a un développement diérent du jet classique (diusion du jet avec diminution de la vitesse au centre du jet) du fait de la nappe de fumée se développant grâce aux forces de ottabilité. Le jet est dévié vers le sol.
Les numériciens insistent sur le fait qu'un modèle numérique doit être validé avant d'être utilisé pour réaliser une étude numérique. Cette validation comporte une partie dans laquelle la convergence de la solution est testée et une partie avec comparaison à une expérience de phénoménologie similaire aux cas de l'étude numérique.
1.6. Conclusion
Les études de recherche sur l'in uence de la ventilation sur la nappe de retour réalisées portaient sur la détermination des conditions d'existence de la nappe de retour et l'in uence d'un courant d'air amont développé et non perturbé sur la longueur de la nappe de retour. Les études sur les conditions d'existance de la nappe de retour permet de calculer la vitesse débitante à appliquer dans l'étude expérimentale.
Les diérentes corrélations de la longueur de la nappe de retour obtenues dans les études précédentes seront utilisées dans l'étude expérimentale a n de comparer les longueurs obtenues par ces corrélations et durant les essais.
En n, l'exploration des moyens d'études utilisés pour l'analyse du compor-tement de la nappe de retour a permis de mettre en lumière les avantages et les désavantages des 2 moyens d'étude de cette thèse.
L'expérience permet de modéliser tous les phénomènes de l'incendie en tun-nel. L'instrumentation du tunnel ne permet pas de mesurer les valeurs de toutes les inconnues en tous les points.
La maquette à échelle réduite conduit notamment à réaliser des essais moins coûteux que dans un tunnel à échelle réelle. De ce fait, le nombre d'essais est plus important dans une maquette à échelle réduite que dans un tunnel. Toutefois, le facteur d'échelle ne permet pas de pouvoir transposer exactement tous les phé-nomènes. Pour diminuer ce problème, des facteurs d'échelle importants peuvent être utilisés. Cependant, l'augmentation du facteur d'echelle va conduire à un maillage des mesures moins n et à des di cultés pour maîtriser les paramètres de l'étude.
Les simulations permettent de déterminer les valeurs de toutes les inconnues en tous les points. La seule limite pour la réalisation des simulations est le temps de calculs. Par contre, les simulations nécessitent l'emploi de modèles a n de représenter certains phénomènes. Il est donc nécessaire de procéder à une validation des paramètres numériques par la représentation d'expériences pour ensuite faire varier certains paramètres dans les simulations numériques
