強制送風條件下艙室內池火的大渦模擬

袁書生，王允良，趙元立，褚 政

( 海軍航空工程學院，山東 煙臺264001)

0 引 言

現代艦船攜帶有大量的燃油，艦船受到外部攻擊或事故的影響，常常引發油池火災。燃油燃燒熱較高，在艦船封閉條件下，短時間內會釋放出大量高溫、有毒氣體，引起艙內大火蔓延，危及安全。高溫燃氣對艦艇甲板和墻壁產生強烈的熱作用，會通過輻射方式引燃臨近艙室內的易燃物質，形成非接觸火蔓延，對艦上裝備、設備和人員具有較大的危害。燃油燃燒引發的火災過程比較復雜，危險性高，目前對艦船上此類火災研究公開報告的不多，且一般采用試驗研究和區域模擬。

Peatross 對自然和強制通風條件下模型艙室內柴油燃燒的火災過程進行了試驗研究和測量［1］。Yunyong 在對充分發展的受限空間火災過程進行了試驗與理論研究時，不僅對不同通風條件下的庚烷池火進行了測量［2］，還發展了一個用于數值模擬的單區模型。Wakatsuki 利用試驗對甲醇池火中燃料的吸收和輻射熱傳遞影響進行了研究和測量［3］。Reneke 則對文獻［1］的模型艙室內柴油燃燒的火災試驗過程采用基于雙區模型的CFAST 軟件進行區域模擬［4］。

湍流大渦模擬方法(LES)近年來在受限空間火災研究的應用漸多。對于以油池為火源的艦艇火災，數值模擬的關鍵是對液體燃料燃燒行為與燃燒產物組成及性質進行合理準確的描述。本文針對油液燃燒特點，對強制送風條件下艦船艙室內以油池為火源的煙氣運動及空間火蔓延與油液蒸發相互作用進行了大渦數值模擬，將模擬結果與試驗數據進行了對比，并對艦艇油池火災的特點進行了分析。

1 控制方程

將描述室內空間火蔓延與煙氣運動的低馬赫數下受浮力作用的湍流瞬時控制方程組，應用盒式濾波器作Favre 濾波運算，可得下述控制方程組:

其中τ，q 和Js分別為亞格子湍流應力、熱流通量和質量流通量，分別采用Smagorinsky 模型［5］和渦擴散模型進行模擬。湍流燃燒采用考慮CO 生成與氧化的兩步反應、多混合物分數模型［6］模擬，輻射傳熱采用有限體積法［7］模擬。

假設液體燃料表面蒸發成為同組分的氣態燃料，在空間與空氣中的氧氣混合燃燒。采用兩步反應模擬的燃料-氧氣燃燒過程［6，8］:

式中:M 為碳、氫、氮以外元素組成的物質;S 為炭黑。

假設液體燃料表面溫度達到其沸點時，燃料蒸汽的體積分數符合Clausius-Clapeyron 關系式［9］

式中:hv為液體燃料的蒸發潛熱;Wf為燃料的分子量;Ts為液體燃料表面溫度;Tb為液體燃料的沸點。

為了簡化，計算液體燃料溫度時，將池內的液體視為厚壁固體，僅僅考慮著火表面法向導熱，不考慮液體內部對流換熱，采用一維雙通量模型計算環境向液體內部的熱輻射［8］。

2 計算模型與工況

選取與文獻［1］試驗相同的條件，對圖1所示模擬房間內的液體燃料燃燒產物運動及與環境的換熱進行大渦數值模擬。

艙室中心對稱線上水平放置的一直徑為0.84 m的柴油盆作為火源，深度為0.019 m，油盆下表面距離地板0.3 m。實驗時為點火方便，在油盆內添加350 mL 汽油，采用氣體點火器引燃。計算時，將油盆折合成等表面積的正方形油池，給油面蒸發率賦一初值為5 ×10-4Wfp0/(RTa)kg/s·m2，來模擬油盆的起火過程［9］。

圖1 模擬房間示意圖Fig.1 Schematic of a fire compartment

在各坐標方向上均采用均勻網格劃分，空間網格數為80 ×80 ×72。計算的總時間取為800 s，時間步長由滿足數值穩定性要求的CFL 數確定。

采用火災動力學模擬軟件FDS5.5 計算［10］。對墻壁、地板與頂棚均采用厚壁假設。鋼板表面輻射發射系數取為0.82。試驗用液體燃料為重柴油，化 學 成 分 為C10H19［1］，柴 油 的 燃 燒 熱 為41.78 MJ/kg［11］，蒸發潛熱為0.23 MJ/kg［11］，密度為880 kg/m3［11］，沸點為400℃［11］。柴油表面的輻射發射系數為1.0，柴油內部輻射吸收系數為10.0。柴油燃燒轉換為炭黑的質量分數為5.0%，供氧充足時柴油燃燒生成CO 的質量分數為2.0%。環境溫度為25℃，柴油初溫為20℃，房間內初始氣溫為35℃，頂棚內壁溫度為40℃，側墻與地板內壁溫度為35℃，房間所有外壁溫度與環境溫度相同。

3 結果與討論

圖2 給出室內火災釋熱率隨時間變化的計算結果及其與試驗的對比。可以看出，結果與試驗相符合。同普通固體火源火災相比，室內油池火災發展快得多，僅僅約100 s 時間，釋熱率就達到了最大值的50%以上。在火災初期，對釋熱率的預測較試驗偏低，可能是對柴油采用了單一物性參數的原因。實際柴油是多組分物質，燃燒初期應該是小分子組分先熱解出來，熱解速率會明顯比殘留的大分子組分快得多。

圖2 室內火災釋熱率隨時間變化計算結果與試驗的對比Fig.2 Comparison of calculated evolution of the heat release rate with measured data

圖3 給出艙室內不同測量位置處煙氣溫度隨時間變化的計算結果及其與試驗的對比，結果與試驗相符合。可以看出，與室內火災釋熱率變化一致，室內煙氣溫度隨時間先快速升高并達到峰值，然后在一段時間內趨于平緩。比較起來，在較低位置處對煙氣溫度的預測精度較高;而在頂棚附近，預測與試驗結果仍有一些偏差。

圖4 給出艙室出口煙氣質量流量隨時間變化的結果及其與試驗的比較及中心線上煙氣速度分布，計算值與試驗值基本符合。結果表明:在發生火災的全部時間內，由于排煙口面積小，在強制送風條件下，盡管位置低，但整個排煙口沒有出現空氣卷入現象，而且出煙速度很大。由圖4(a)還可以看出，火災經歷了一段較為穩定的過渡期后，室內的燃燒極為不穩定，導致排煙量脈動變化非常明顯，圖4(b)和圖4(c)給出的2 個不同時間下排煙出口的最大流速相差將近5 m/s。

圖3 艙室不同測量位置處煙氣溫度隨時間變化的計算結果與試驗對比Fig.3 Comparison of calculated evolution of the smoke temperature at measured positions with test data

圖4 艙室出口煙氣質量流率隨時間變化計算結果與試驗的對比及中心線上煙氣速度分布Fig.4 Comparison of calculated evolution of the smoke mass flux at the door with test data and velocity distribution of the center line of door at different time

圖5 給出了艙室頂棚和側墻測量位置處壁面溫度隨時間變化的計算結果及其與試驗的比較。可以看出，結果與試驗符合。兩處壁面溫度均隨時間先逐漸上升，而后逐漸趨于平緩。頂棚處溫度預測值比試驗值偏高，這是由于上層煙氣溫度預測值偏高所致。對側墻壁溫預測在火災初期較試驗偏低，是由于該期間對火災釋熱率的預測較試驗偏低，經過一段時間的延時，釋熱率的預測與試驗非常符合后，側墻壁溫預測值逐漸趨近試驗值。

圖6 給出了艙室內某處2 個不同高度上O2濃度隨時間變化的計算結果與試驗的比較，結果與試驗符合。比較而言，上部煙氣中氧氣濃度略低于下部，但差別不大。

圖7 給出了艙室內某處CO2和CO 濃度隨時間變化的計算結果與試驗結果的對比，CO2濃度計算與試驗基本符合;CO 濃度計算與試驗變化趨勢符合，但預測值低于實測值3 倍，不過與前人的預測相比，精度有較大的改善。與試驗符合。與室內煙氣溫度變化相一致，地面熱流密度隨時間先漸漸上升，達到峰值后逐漸趨于平緩，但到達峰值的時間的預測值均比試驗的要長。這應該與對釋熱率的預測存在偏差有關。

圖7 室內測量位置處CO2和CO 體積分數隨時間變化計算結果與試驗的對比Fig.7 Comparison of calculated evolution of CO2and CO concentration at the measured positions with test data

圖8 給出艙室地面測量位置熱流密度隨時間變化的計算結果及其與試驗的比較。可以看出，計算

圖8 室內地面側量位置處熱流密度隨時間變化計算結果與試驗的對比Fig.8 Comparison of calculated evolution of the heat flux at the floor measured positions with test data

為了研究強制送風對艙室內油池火火災的影響，圖9 給出了艙室內2 個不同截面、不同時間煙氣溫度分布的結果，圖9(a)和圖9(c)為排煙口中心線所處的幾何中心截面，圖9(b)和圖9(d)為進風口中心線所處的與前述中心截面平行的垂直截面。由圖可見，在中心截面和進風口所處的截面上，溫度分布不再呈現自然通風良好時的室內煙氣分層結構，室內上下區域溫度都較高，隨著火蔓延時間增加，上下區域溫度差在減小。從圖9(a)和圖9(c)可以看出，火焰偏向遠離排煙口的一側，在t=300 s 時，火焰偏斜不大，到t=350 s 時，火焰發生了較大偏斜;圖9(b)和圖9(d)則說明上述火焰偏斜實際上是偏向了送風口附近，在t=300 s時，火焰距離頂棚很近，到t=350 s 時，火焰發生了向下的移動。

為了進一步說明強制送風對艙室內油池火燃燒的影響，圖10 給出了艙室內2 個不同截面、不同時間氧氣體積分數分布的計算結果，圖10(a)和圖10(c)是排煙口中心線所處的幾何中心截面，圖10(b)和圖10(d)是進風口中心線所處的與前述中心截面平行的垂直截面。可以看出，由于送風量不大和排煙口較小，整個室內氧氣濃度均偏低，分布基本接近，除了進風口附近外，其他區域氧氣體積分數為14% ～17%，不過仍呈現出室內上部區域氧氣濃度低、下部區域的氧氣濃度高的結構。結合圖9 和圖10 可以發現，室內火災發生火焰偏斜，主要是室內氧氣濃度較低，且分布不對稱(集中強制送風引起的)所致，即火焰實際上在偏斜向了氧氣濃度較高的區域。結果還表明，在t=300 s 時室內氧氣濃度要高于t=350 s 的，說明此工況下氧氣的供應低于其消耗速度，同時也說明了為什么圖9(a)中的高溫區比圖9(b)中的位置低的原因，即室內氧氣濃度下降到一定程度后，氧氣濃度分布趨于更不均勻，上層區域氧氣濃度偏低，已不能滿足燃燒完全發生，只有在進風通道附近區域氧氣明顯高，可以滿足燃燒過程的完成。

圖9 t=300 s 和t=350 s 時室內不同垂直截面溫度分布的計算結果(單位:℃)Fig.9 Calculated distributions of the smoke temperature on two vertical plane of the compartment when t=300 s and t=350 s (unit:℃)

圖10 t=300 s 和t=350 s 時艙室內不同垂直截面O2體積分數分布的計算結果Fig.10 Calculated distributions of O2volumetric fraction on two vertical plane of the compartment when t=300 s and t=350 s

4 結 語

基于液體燃料蒸發動力學模型和多混合物燃燒模型，對強制送風的艦船艙室內以燃油為可燃物的火災蔓延與煙氣運動進行大渦模擬，可以得出以下結論:

1)計算所得火災釋熱率、室內煙氣溫度、墻壁溫度與煙氣主要組分濃度隨時間的變化與試驗相符。

2)對艙室內CO 濃度的預測有了很大改善。

3)艙室排煙口較小時，強制送風條件下，即使排煙口位置很低，此處也不會出現空氣卷吸。

4)艙室排煙不暢和送風不足時，強制送風使得送風口附近氧氣濃度明顯比其他區域高，火焰偏向送風口，此處附近頂棚和側墻的壁面溫度比其他位置要高。

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