側(cè)向風(fēng)對(duì)航母甲板油池火災(zāi)影響分析

朱旭程, 袁書(shū)生, 曾 亮

(海軍航空工程學(xué)院 飛行器工程系, 山東 煙臺(tái) 264001)

航母火災(zāi)是影響航母和艦載機(jī)安全的一個(gè)重要因素[1]。文獻(xiàn)[2]總結(jié)分析了自1942年以來(lái)國(guó)內(nèi)外(主要是美軍)航母火災(zāi)發(fā)生原因、致災(zāi)后果、消防設(shè)施與防控經(jīng)驗(yàn)措施等。航母甲板是艦載機(jī)完成燃油加注、彈藥補(bǔ)充等活動(dòng)的場(chǎng)所,一旦出現(xiàn)火災(zāi)極易引起爆炸事故。航母甲板火災(zāi)出現(xiàn)的因素很多,如飛機(jī)事故、碰撞、油箱破裂、燃油泄漏、彈藥意外發(fā)火等都可能引起甲板起火燃燒,形成區(qū)域火和散流火[3]。隨流體計(jì)算技術(shù)發(fā)展,近年來(lái)國(guó)內(nèi)關(guān)于火災(zāi)大渦模擬和大型艦船空氣流場(chǎng)計(jì)算的論文也逐漸增多[4],有關(guān)航母火災(zāi)方面的研究主要集中在航母火災(zāi)危害性、安全性分析方法研究[5],以及艦船消防設(shè)施、飛機(jī)滅火系統(tǒng)設(shè)計(jì)方面[6],而關(guān)于航母甲板火災(zāi)流場(chǎng)方面研究資料十分缺乏。

為開(kāi)展航母甲板火災(zāi)蔓延與煙氣運(yùn)動(dòng)特性研究,本文應(yīng)用低速氣流運(yùn)動(dòng)控制方程組和湍流燃燒大渦模擬方法對(duì)不同側(cè)向風(fēng)速下航母甲板油料火災(zāi)進(jìn)行數(shù)值模擬,分析此類火災(zāi)的蔓延行為特征和流場(chǎng)性質(zhì)對(duì)航母甲板滅火系統(tǒng)設(shè)計(jì)、彈藥艙隔熱防爆設(shè)計(jì)等問(wèn)題將會(huì)有理論指導(dǎo)和幫助作用。

1 航母甲板火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)分析模型

1.1 甲板火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)DES方程

航母甲板火災(zāi)流場(chǎng)是一種結(jié)構(gòu)復(fù)雜的燃燒湍流,對(duì)瞬時(shí)湍流控制方程進(jìn)行平滑濾波后,可建立火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)大渦模擬(DES)方程[3]如下:

(1)

(2)

(3)

(4)

將火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)DES方程在交錯(cuò)網(wǎng)格系上離散,在空間維上采用二階精度差分格式計(jì)算,其中對(duì)流項(xiàng)采用基于Superbee通量限制器的TVD格式,擴(kuò)散項(xiàng)采用中心差分格式計(jì)算；在時(shí)間維上采用顯式二階精度預(yù)測(cè)校正格式計(jì)算,采用局部時(shí)間步長(zhǎng)加快收斂速度。

1.2 計(jì)算域與航母幾何模型的創(chuàng)建

航母模型選取美企業(yè)號(hào)航母外形,甲板長(zhǎng)333 m、寬78 m,離水面高20.0 m,艦島長(zhǎng)、寬、高分別為20 m、12 m、20 m,艦島幾何中心距甲板前沿190 m。當(dāng)飛機(jī)失事造成燃油泄漏時(shí),典型的燃油散流火面積[3]可達(dá)85～100 m2,油層平均厚度2～3 cm。這里設(shè)置飛機(jī)漏油位于航母艦體對(duì)稱面上,液體區(qū)域距甲板前沿185 m、長(zhǎng)寬10 m、厚度2 cm。選取圖1所示的計(jì)算域,長(zhǎng)420 m、寬200 m、高100 m。航母模型位于計(jì)算域垂直對(duì)稱面(y=0)上,甲板前沿距離計(jì)算域入口50 m。

圖1 航母模型與計(jì)算區(qū)域示意圖

1.3 計(jì)算網(wǎng)格生成與條件參數(shù)設(shè)置

采用FDS6.0軟件[7]進(jìn)行求解、生成計(jì)算網(wǎng)格。在各坐標(biāo)方向上分別采用均勻網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格結(jié)點(diǎn)數(shù)目取為420×200×100。計(jì)算時(shí)間取300 s,時(shí)間步長(zhǎng)由CFL數(shù)確定。計(jì)算中不考慮海浪的影響,假設(shè)海面為水平的固體壁面。取海面處大氣溫度為20 ℃,大氣溫度變化率Γ=-0.005 K/m。在計(jì)算域入口(x=0),給定風(fēng)速條件,出口和垂直側(cè)面采用自由邊界條件,上表面采用滑移邊界條件。在計(jì)算域的開(kāi)口表面上,如果法向速度分量指向域外,則各變量取為自由邊界面條件,反之各變量則取為外界環(huán)境空氣的參數(shù)。為模擬進(jìn)口處的擾動(dòng),對(duì)速度邊界條件加上隨機(jī)噪聲,并取隨機(jī)噪聲為均勻分布。

1.4 選擇設(shè)置附加模型

(5)

液體燃料發(fā)生火災(zāi)時(shí),假設(shè)受外部加熱在表面蒸發(fā)成為同組分的氣態(tài)燃料在空間與空氣中的氧氣混合燃燒。液體燃料表面溫度達(dá)到沸點(diǎn)時(shí),其表面上燃料蒸氣體積分?jǐn)?shù)Xf符合Clausius-Clapeyron關(guān)系式[10]:

(6)

其中,hv為液體燃料的蒸發(fā)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(diǎn)。

將池內(nèi)的液體視為厚壁固體,即僅僅考慮著火表面法向的導(dǎo)熱,不考慮液體內(nèi)的對(duì)流換熱,采用一維雙通量模型計(jì)算環(huán)境向液體內(nèi)部的熱輻射。

2 航母甲板火災(zāi)流場(chǎng)特性分析

為研究不同側(cè)向風(fēng)速對(duì)航母甲板油池火災(zāi)影響規(guī)律,考慮風(fēng)速v為0、1、3、5 m/s情況下的左側(cè)來(lái)風(fēng)。

圖2給出了油池(x=235 m處)附近甲板上熱流密度隨時(shí)間(時(shí)間從前甲板端開(kāi)始)變化的模擬結(jié)果。由圖2可以看到,當(dāng)無(wú)風(fēng)時(shí),油池火災(zāi)引起的航母甲板上各處的熱流密度基本對(duì)稱；當(dāng)存在左側(cè)面來(lái)風(fēng)后,油池火災(zāi)引起的航母甲板上各處的熱流密度不再對(duì)稱,側(cè)風(fēng)對(duì)火災(zāi)釋熱速度有較大影響,而且側(cè)風(fēng)越大釋熱率波動(dòng)幅度越大；當(dāng)v=1 m/s時(shí),油池前后甲板上熱流密度盡管存在差異,但差別不大,變化趨勢(shì)一致；油池右側(cè)(背風(fēng)側(cè))甲板上熱流密度與油池左側(cè)(迎風(fēng)側(cè))的明顯不同,在t=40 s前,油池背風(fēng)側(cè)(右側(cè))甲板上熱流密度明顯高于油池迎風(fēng)側(cè)(左側(cè))的,說(shuō)明此期間火焰偏向艦右舷；而t=40 s后,油池迎風(fēng)側(cè)(左側(cè))甲板上熱流密度則明顯高于油池背風(fēng)側(cè)(右側(cè))的,說(shuō)明此期間火焰偏向艦左舷。當(dāng)v=3 m/s時(shí),油池前后甲板上熱流密度也出現(xiàn)較大差異;在t=25 s前,油池前后甲板上熱流密度基本相同；在t=25 s至t=40 s期間,油池后甲板上熱流密度明顯高于油池前的;在t=50 s 左右一小段時(shí)間內(nèi),油池前甲板上熱流密度變?yōu)楦哂谟统睾蟮?在t=55 s后,油池后甲板上熱流密度又高于油池前的；在t=15 s,油池右側(cè)(背風(fēng)側(cè))甲板上熱流密度與油池左側(cè)(迎風(fēng)側(cè))的明顯不同,油池左側(cè)(迎風(fēng)側(cè))甲板上熱流密度基本接近零；在t=15 s至t=25 s期間,油池左右側(cè)甲板上熱流密度差別不大;在t=25 s至t=40 s期間,油池左側(cè)甲板上熱流密度略高于右側(cè)的;而t=50 s左右,油池右側(cè)甲板上熱流密度則出現(xiàn)一個(gè)明顯高于油池左側(cè)的一個(gè)小的時(shí)間段。當(dāng)v=5 m/s時(shí),在t=10 s前,油池前后甲板上熱流密度基本相同；在t=10 s至t=50 s期間,油池后甲板上熱流密度高于油池前的;在t=50 s至t=70 s期間,油池后甲板上熱流密度變?yōu)楦哂谟统厍暗?在t=75 s后,油池前甲板上熱流密度則高于油池后的；在t=12 s前,油池左側(cè)(迎風(fēng)側(cè))甲板上熱流密度基本接近零,油池右側(cè)(背風(fēng)側(cè))甲板上熱流密度明顯高于油池左側(cè)(迎風(fēng)側(cè))的,在t=12 s后,油池右側(cè)甲板上熱流密度非常小,在火災(zāi)蔓延的以后過(guò)程中,油池左側(cè)甲板上熱流密度明顯高于油池右側(cè)的。

圖2 甲板上不同位置熱流密度隨時(shí)間變化

上述分析表明,受側(cè)面風(fēng)的影響,航母甲板油池火災(zāi)釋熱率隨著側(cè)面風(fēng)速呈非單調(diào)變化,火焰在氣流中發(fā)生了明顯的擺動(dòng)。

為了說(shuō)明左側(cè)來(lái)風(fēng)對(duì)火焰蔓延及煙氣運(yùn)動(dòng)的影響,圖3、圖4分別給出了t=10 s 和t=45 s 時(shí)油池附近(x=235 m)航母垂直面煙氣溫度分布情況，由圖可見(jiàn),當(dāng)無(wú)風(fēng)時(shí),火焰基本是位于油池正上方、左右對(duì)稱。當(dāng)側(cè)面風(fēng)速為1 m/s時(shí),火焰根部也基本上位于油池正上方,在t=10 s時(shí)刻主火焰區(qū)出現(xiàn)順風(fēng)方向傾斜,而火羽流有向逆風(fēng)偏轉(zhuǎn)的趨勢(shì)；但在t=45 s時(shí)刻主火焰區(qū)出現(xiàn)逆風(fēng)方向傾斜,而火羽流沿順風(fēng)方向運(yùn)動(dòng)。當(dāng)側(cè)面風(fēng)速為3 m/s時(shí),火焰與火羽流偏向順風(fēng)方向,傾角約為56 °,火焰根部沿順風(fēng)方向上出現(xiàn)偏移,在t=10 s時(shí)偏移量約18 m,在t=45 s時(shí)偏移約10 m；當(dāng)側(cè)面風(fēng)速為5 m/s時(shí),火焰與火羽流沿順風(fēng)方向的傾角減小到約為30°,在t=10 s時(shí)火焰根部沿順風(fēng)方向偏移約18 m,但在t=45 s時(shí)火焰根部卻向逆風(fēng)方向偏移15 m左右。

出現(xiàn)上述現(xiàn)象原因是側(cè)風(fēng)、艦島及火羽流運(yùn)動(dòng)特性的綜合影響。首先,火焰與火羽流在燃燒熱和浮力的作用下,具有較強(qiáng)的向上運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)；同時(shí),在左側(cè)來(lái)風(fēng)的影響下、火焰和火羽流有順風(fēng)運(yùn)動(dòng)趨勢(shì),因?yàn)榕瀺u位于油池右側(cè),火焰與火羽流在向右運(yùn)動(dòng)過(guò)程中必然還會(huì)受到艦島的限制作用。這些因素的綜合作用,就形成了圖3和4所示的火焰和煙氣運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)。

圖3 甲板上方煙氣溫度分布 (t=10 s)

圖4 甲板上方煙氣溫度分布(t=45 s)

為進(jìn)一步研究側(cè)面風(fēng)速對(duì)煙氣壓強(qiáng)影響,圖5給出了t=45 s時(shí)航母艦艏艉垂直對(duì)稱面內(nèi)(y=0)煙氣壓強(qiáng)分布計(jì)算結(jié)果。從圖可以看出,當(dāng)無(wú)風(fēng)和側(cè)向風(fēng)速為1 m/s時(shí),甲板油池火災(zāi)對(duì)氣流壓強(qiáng)分布的影響不大；當(dāng)風(fēng)速為3 m/s和5 m/s時(shí),甲板油池火災(zāi)將在甲板上方產(chǎn)生正壓、負(fù)壓間斷氣流區(qū)域,風(fēng)速越大、正負(fù)壓區(qū)的壓差越大,但正壓、負(fù)壓區(qū)個(gè)數(shù)不隨側(cè)向風(fēng)速大小發(fā)生變化。

圖5 航母艏艉對(duì)稱平面內(nèi)甲板上方壓強(qiáng)分布(t=45s)

3 實(shí)驗(yàn)分析與結(jié)果驗(yàn)證

3.1 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)裝置

為驗(yàn)證理論計(jì)算結(jié)果，并進(jìn)一步了解甲板火災(zāi)煙羽非定常特性,進(jìn)行了艦?zāi)＜装寤馂?zāi)流場(chǎng)實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)裝置由洞體、動(dòng)力系統(tǒng)、測(cè)控系統(tǒng)等部分組成[11],見(jiàn)圖6。洞體尺寸13 m×4.8 m,軸線高1.4 m,用4 mm厚鋼質(zhì)板材焊接而成,由實(shí)驗(yàn)段、喇叭口、擴(kuò)散段、拐角導(dǎo)流片、等直段、動(dòng)力段、第二擴(kuò)散段、穩(wěn)定段、收縮段等組成,支撐于34根立柱上。實(shí)驗(yàn)段尺寸Φ0.75 m×1.2 m,穩(wěn)定段內(nèi)設(shè)置蜂窩器和整流網(wǎng)以提高流場(chǎng)品質(zhì)。動(dòng)力部分由三相交流變頻裝置、Y180-L型三相異步電動(dòng)機(jī)及螺旋槳組成。測(cè)控部分主要包括模型測(cè)力測(cè)壓裝置、PIV流場(chǎng)測(cè)量裝置、α/β角度機(jī)構(gòu)、工控機(jī)(A/D及測(cè)控軟件)組成。測(cè)力裝置由半彎刀模型支架、TP24A桿式六分力應(yīng)變天平；測(cè)壓裝置由半彎刀雙臂式測(cè)壓模型支架、電子壓力傳感器組成。PIV流場(chǎng)測(cè)量裝置[12]可直觀顯示流場(chǎng)流態(tài)并定量測(cè)量非定常流渦旋產(chǎn)生與發(fā)展。光源選用集成式雙Nd:YAG 激光器,激光波長(zhǎng)532 nm 綠光。同步器控制激光脈沖和圖像捕捉次序。采用64位PowerView2M CCD 攝像機(jī),采集模式Straddle(跨幀),速率4.5 Hz,圖像處理軟件Insight,顯示軟件Tecplot。

圖6 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)裝置

3.2 實(shí)驗(yàn)原理

圖7為實(shí)驗(yàn)原理圖。粒子發(fā)生器在風(fēng)洞穩(wěn)定段中央產(chǎn)生示蹤粒子,控制移測(cè)機(jī)構(gòu)使粒子發(fā)生器在縱向和橫向定位；頂部激光發(fā)生器產(chǎn)生高質(zhì)量雙脈沖激光,經(jīng)片光形成器形成激光片光,控制片光移測(cè)機(jī)構(gòu)使片光在流場(chǎng)上旋轉(zhuǎn)或移動(dòng),以便觀察不同剖面中渦流情況；用攝像機(jī)對(duì)流場(chǎng)縱向和展向剖面流態(tài)進(jìn)行記錄,經(jīng)過(guò)計(jì)算機(jī)圖像數(shù)據(jù)處理顯示速度矢量場(chǎng)。雖然大縮比艦?zāi)?shí)驗(yàn)的雷諾數(shù)小于實(shí)際值,但由于風(fēng)速較低、物體尖銳邊緣的氣流分離點(diǎn)不隨雷諾數(shù)變化,雷諾數(shù)差異對(duì)本實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響不大,可用于粗略驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果。

3.3 實(shí)驗(yàn)步驟

(1) 安裝耐火合金實(shí)驗(yàn)艦?zāi)：惋L(fēng)洞實(shí)驗(yàn)段支架,采用庚烷燃燒液體代替飛機(jī)漏油在小油池中點(diǎn)燃,采用帶固定鐵板的防火壁紙模擬海面；

(2) 開(kāi)啟風(fēng)洞,打開(kāi)激光發(fā)生器和片光形成器,校準(zhǔn)PIV系統(tǒng)；

(3) 在實(shí)驗(yàn)風(fēng)速帶范圍內(nèi)調(diào)節(jié)變頻器,移動(dòng)片光觀測(cè)不同風(fēng)速風(fēng)向下艦?zāi)＜装寤馂?zāi)流場(chǎng)流態(tài)的變化過(guò)程。

圖7 實(shí)驗(yàn)原理圖

3.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖8為t=45 s時(shí)刻實(shí)驗(yàn)觀測(cè)到的煙粒子速度矢量分布情況。觀測(cè)時(shí)間為點(diǎn)火后15～50 s范圍。在無(wú)風(fēng)v=0 m/s情況下,火焰根部位于油池正上方,燃燒主過(guò)程基本穩(wěn)定,火焰存在瞬間波動(dòng),火焰和煙羽有較強(qiáng)的向上運(yùn)動(dòng)趨勢(shì),煙氣分布左右基本對(duì)稱;當(dāng)風(fēng)速v=3 m/s時(shí),火焰燃速增大,主火焰具有隨氣流渦動(dòng)方向傾斜趨勢(shì),火焰根部順氣流方向后移并隨渦飄擺,等效偏移量約10～12 m左右,火焰煙羽沿順風(fēng)方向傾角約為60°。當(dāng)風(fēng)速v=5 m/s時(shí),火焰燃速有所減小,主火焰氣流渦動(dòng)增大增強(qiáng),火焰根部等效偏移量約-10～15 m左右,火焰煙羽仍偏向順風(fēng)方向,傾角約為36°,實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1,說(shuō)明兩者符合較好。

表1 實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖8 甲板上方垂直面內(nèi)煙粒子速度分布(t=45s)

4 結(jié)論

(1) 風(fēng)速對(duì)火焰位置和燃速有較大影響,航母甲板火災(zāi)釋熱率與風(fēng)速大小成非單調(diào)變化關(guān)系。

(2) 在側(cè)向風(fēng)、艦島和運(yùn)動(dòng)火羽流的綜合作用下,在甲板上方形成正壓和負(fù)壓間隔交替的氣流區(qū)域,側(cè)向風(fēng)速度越大,正壓和負(fù)壓區(qū)之間壓差越大。

參考文獻(xiàn)(References)

[1] 劉鵬翔, 王兵. 美國(guó)航母火災(zāi)歷史及啟示[J]. 艦船科學(xué)技術(shù), 2010, 32(9):133-139.

[2] 牛小強(qiáng). 航空母艦飛行甲板消防設(shè)施研究[J]. 消防技術(shù)與產(chǎn)品信息, 2013,25(1):33-37.

[3] 孫笑奇, 田振光. 航母飛行甲板防爆炸滅火系統(tǒng)[J]. 消防技術(shù)與產(chǎn)品信息, 2009,21(10):36-38.

[4] Forrest J S, Owen I. An investigation of ship airwakes using Detached-Eddy Simulation[J]. Computers & Fluids, 2010, 39(4):656-673.

[5] 張琳, 謝君. 基于AHP法的大型艦船飛行甲板的火災(zāi)風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)模型[J]. 艦船電子工程, 2014, 34(3):120-123.

[6] Baker W, Brennan S D, Husni M. Flight deck design of the next generation aircraft carrier[J]. Naval Engineers Journal, 2000, 112(3):69-75.

[7] Floyd J, Forney G, Hostikka S,et al. Fire Dynamics Simulator(Version 6)-User`s Guide[M].NIST Special Publication,2012.

[8] Vreman A W. An eddy-viscosity subgrid-scale model for turbulent shear flow: Algebraic theory and applications[J]. Physics of Fluids, 2004, 16(10):3670-3681.

[9] Hoffman C M, Canfield J, Linn R R, et al. Evaluating Crown Fire Rate of Spread Predictions from Physics-Based Models[J]. Fire Technology, 2016, 52(1):221-237.

[10] Mcgrattan K. Fire Dynamics Simulator, Technical Reference Guide, Volume 2: Verification[M]. NIST Special Publication 1019,2013.

[11] 賈忠湖, 趙元立, 呂衛(wèi)民,等. HY-750開(kāi)口回流低速風(fēng)洞[J]. 實(shí)驗(yàn)流體力學(xué), 2001, 15(4):64-69.

[12] 白曉瑞，蔡春濤，朱旭程.DPIV技術(shù)在HY-750低速風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中的應(yīng)用探索[J]. 實(shí)驗(yàn)技術(shù)與管理,2017,34(增刊1):59-62.