機械排煙時補風口高度對豎直單開口艙室火災煙氣特性的影響

邱金水，任廣魯，劉伯運，陳如木

海軍工程大學動力工程學院，湖北武漢430033

0 引 言

艦船艙室根據開口位置的不同，可分為以下4 種［1］：僅存在單個豎直開口的艙室；存在門、窗等多個豎直開口的艙室；僅存在頂部水平開口的艙室；頂部開口和豎直開口同時存在的艙室。隨著艦船的大型化及封閉化，僅存在門口這一豎直開口的單開口艙室越發常見。艦船艙室火災為典型的受限空間火災，若火災發生后不能及時排出高溫有毒煙氣，會對艦員及裝備造成巨大的傷害與損失。火災發生后的排煙問題一直是艦船火災研究的重點之一，對于單開口艙室而言，其排煙口較為單一，排煙方式主要以負壓排煙為主。國外艦船在進行負壓排煙時，通常是聯合使用移動排煙風機、移動風管及防煙簾等設備，其中移動風機用于提供煙氣排出的動力，移動風管用于提供煙氣流出的路徑，防煙簾則用于控制煙氣溢流并調節補風口面積［2］。

國內外學者針對排煙時送風口高度、面積等因素對排煙效果的影響進行了大量研究。Alger和Johnson［3］通過實驗研究，確定了在合適的條件下，當艦船艙室發生火災時開啟通風對控制煙氣具有積極的作用，并指出在艦船火災條件下，如何通過合理地通風來為消防人員滅火提供良好的環境是一個十分值得研究的課題。Backovsky 等［4］研究了送風口高度對艙室溫度分布的影響，結果表明，較高的送風口位置會導致艙室下部溫度升髙、上部溫度降低，從而使得艙室溫度分布不再符合“雙區”模型。Chow 和Tsui［5］分析了上部和下部這2 個送風口高度對艙室煙氣層穩定性的影響，結果表明，“低送高排”模式最有利于形成穩定的煙氣層。Hayashi 等［6］分析了低送高排、低排高送和頂棚高度送排風這3 種送、排風口組合對艙室火災的影響，結果表明，第1 種模式最有利于形成穩定的煙氣層，而后2 種模式則會導致燃燒時間縮短并對煙氣層造成較大的擾動。李雪飛［7］采用數值模擬方法針對中庭類大空間補風方式對排煙效果的影響進行了研究，結果表明，自然補風時，補風口面積越大，排煙效果越好；機械補風時，當補風量為排煙量的75%時排煙效果最好。陳穎等［8］同樣針對補風速度對中庭類建筑的排煙效果進行了數值模擬研究，證明補風速度越大越容易產生煙氣與空氣的摻混，不利于煙氣層穩定。李元洲等［9］在一個全尺寸的大空間火災實驗廳內，通過實驗研究了不同補風口位置和補風口面積下的機械排煙效果，結果表明，在大空間內，由于煙氣溫度較低，補入的空氣與煙氣摻混劇烈，煙氣和空氣在交界處存在著較強的質量交換，且在排煙過程中，煙氣是邊稀釋邊被排放的，很難和空氣實現完全置換。

以上成果多采用實驗研究的方法，其原因是火災科學是一門實驗科學，通過實驗測得的數據往往可信性較高。而隨著火災模擬軟件的不斷發展和完善，仿真結果越來越得到學者們的認同。對單開口艙室火災而言，使用機械排煙會對火源燃燒速率、艙室煙氣摻混及流動產生較大影響，此時使用仿真的方法是否能獲得較為準確的數據還有待進一步的探討。本文將首先通過全尺寸的火災實驗對不同補風口面積艦船單開口艙室火災的煙氣特性進行測量與計算，得到煙氣特性的規律，然后根據實驗結果合理設置火災動力學模擬軟件（Fire Dynamics Simulator，FDS）的仿真條件，并將實驗結果與仿真結果進行對比分析，驗證FDS 在模擬機械排煙時所測參數的可信性。

1 實驗艙體與實驗設備

實驗艙室尺寸（長×寬×高）為5 m×5 m×2.5 m，其通過一開口與相鄰小艙室連接，小艙室尺寸（長×寬×高）為5 m×3 m×2.5 m。開口尺寸與數值模擬時的尺寸相同，為1.6 m×0.8 m（高×寬），下方有一與之等寬的高0.1 m 的門檻，如圖1 所示。

圖1 實驗艙室布置圖Fig.1 Sketch of experimental cabin arrangement

在起火艙室左側設置激光片光源，置于高0.5 m的臺上，用于觀察煙氣的流動狀態，并在1.8 m高度處沿起火艙室的橫向及縱向共設置5個wrnk-191型k 型鎧裝熱電偶，用于測量溫度，測溫范圍為0～1 000 ℃，允差值為±2.5 ℃，直徑為2 mm。通過溫度采集模塊與電腦相連，每隔一秒記錄一次數據。

在艙室側壁1.8 m 高度處設置2 張反光條，用于評價煙氣能見度的變化。

采用池火作為火源，燃燒材料為柴油。油池是邊長為0.6 m 的方形油池，深0.2 m，使用5 mm的鋼板焊接而成。試驗時，油池首先注水，然后注入柴油，最后倒入少量的汽油用于引燃。每次試驗注入柴油600 mL，水3 L，油水比例為1∶5。

磁吸式防煙簾1 扇，用于控制補風口高度，其中上部有一風管接入口，可與直徑為0.4 m 的風管直接相連，風管長5 m。實驗時，將風管入口與防煙簾的風管接入口連接。

軸流消防排煙風機1 臺，其工作電壓為380 V/220 V（可選電壓），頻率為50 Hz；渦輪風葉直徑為400 mm，功率0.9 kW，重量19 kg，實測風量為2 999 m3/h，全壓350 Pa。風管出口與風機相連，置于外界環境中。

2 實驗方法與工況設置

實驗時，風機開啟時間為點火后1 min，火源熄滅時間定義為不再出現連續火焰時。為保證每次實驗的初始溫度基本相同，在每一工況實驗結束后，均繼續使用風機排出艙室熱氣，直至熱電偶顯示艙室內部溫度接近環境溫度。實驗時，環境溫度約為20 ℃。

由于防煙簾的風管接入口并未設置在防煙簾頂部，因此，在實驗中難以將補風口高度設置到1.2 m。最終設定了4 個補風口高度，對應4 種工況，補風口寬度不變，從而形成了4 種補風口面積。具體的設置如表1 所示。

表1 實驗工況設置Table 1 Working condition setting of experiment

3 實驗結果

3.1 現象描述

圖2 所示為工況1 的燃燒過程。從中可以看出，點燃火源約10 s 后即開始旺盛燃燒，隨著燃燒的進行，煙氣逐漸增多，煙氣層逐漸下降，在45 s時右側反光條消失，在372 s 時火源無連續火焰，此時判定為火源熄滅；之后，繼續排煙，艙室能見度逐漸升高，在582 s 時右側反光條重現。

圖2 工況1 的燃燒過程Fig.2 Combustion process under condition 1

圖3 所示為在4 種工況下穩定燃燒時的火源狀態圖。從中可以看出，隨著補風口高度的增加，補風口面積也在增大，在風機風量不變的情況下，補風速度逐漸減小；隨著補風速度的減小，火焰傾斜角呈現出較大差別，工況1 和工況2 的火焰傾斜角度最為明顯，工況3的火焰傾斜角度較小，工況4的火焰傾斜角度基本可以忽略。同時還可以看出，補風口高度對煙氣層穩定性的影響明顯，在工況1 和工況2 時基本未發現明顯的煙氣分層現象，而工況3 和工況4 的煙氣分層現象則較為明顯，說明隨著補風口高度的增加，艙室內煙氣更趨于穩定。

3.2 火源熱釋放速率

在本實驗中，實驗變量只有補風口面積，不同的補風口面積會導致作用于油池面的補風速度不同。因此，火源熱釋放速率會受補風速度的影響而產生變化。為了研究不同補風速度下火源的熱釋放速率，通過對火源穩定燃燒階段的燃燒時間進行測量，根據式（1）和式（2）即可計算得到不同工況下的火源熱釋放速率。

圖3 4 種工況下穩定燃燒時的火源狀態Fig.3 Fire source state during stable combustion under 4 conditions

式中：m˙f為穩定燃燒時燃料質量損失速率；ρd為柴油密度，取ρd=0.83 kg/L；vd為每次燃燒注入的柴油體積，L；tf為火源穩定燃燒的時間。

熱釋放速率通過下式計算：

式中：Ef為燃燒效率，在所有工況下均取Ef=1；ΔHd為柴油熱值，取ΔHd=4.3×104kJ/kg。

4個工況下的火源熱釋放速率計算結果如表2所示。

表2 火源熱釋放速率Table 2 Heat release rate of fire source

由表2 可以看出，隨著補風口高度的增加，火源穩定燃燒時間是先減小后增大，質量損失速率與熱釋放速率是先增大后減小。這是因為風速對質量損失速率的影響機理較為復雜，是“助燃作用”與“冷卻作用”的共同結果［10］。當補風口高度為0.6 和0.8 m 時，穩定燃燒時間較短，但單位時間內釋放出的熱量較高。試驗計算得到的質量損失速率和熱釋放速率與文獻［11］中的結果有一定的差距，這是因為為了保護油池，在油池中注入了較多的水。由于水的注入，燃燒產生的熱量很大一部分被消耗在蒸發水形成蒸汽的過程。同時，水也有較好的降溫作用，可使燃燒速率降低。與不加水時油池火的燃燒相比，此時的燃燒不夠旺盛，壁面接收的熱傳導反饋降低，影響了燃燒速率。所有工況下的油水比例均為1∶5，而在文獻［12］的實驗中，當油水比例為2∶5 時，柴油質量損失速率均值約為0.01 kg/（s·m2），本文柴油質量損失速率約為該實驗值的1/2，說明墊水層對火源質量損失速率影響較大。

3.3 能見度

為評價不同排煙工況下艙室能見度的恢復速度，以反光條重現時間與消失時間的差值予以定性分析。由于在4 個工況中左側反光條在整個實驗過程中基本未消失，因此，以右側反光條重現時間與消失時間的差值來評價艙室能見度的變化，結果如圖4 所示。

由圖4 可以看出，反光條重現與消失時間之差呈現先下降后上升的趨勢，當補風口高度為0.6和0.8 m 時，反光條約需320 s 才會重現，而當補風口高度為1.0 m 時，反光條約需450 s 才會重現。這說明補風口高度為0.6 和0.8 m 時最有利于快速恢復艙室能見度，補風口高度過高或過低均不利于艙室能見度的恢復。

圖4 反光條重現與消失時間差Fig.4 Time difference of reappearance and disappearance of reflection strip

3.4 溫 度

圖5 所示為不同補風口高度下艙室溫度隨時間的變化曲線。由圖可以看出，當補風口高度為0.8 m 時，溫度上升最快，且其峰值溫度也最高；當補風口高度為0.6 和1.0 m 時，峰值溫度相差不大，但在補風口高度為0.6 m 時溫度下降較為迅速；當補風口高度為0.4 m 時，峰值溫度最低，溫度下降速度也較為緩慢。通過以上分析可知，補風口高度為0.6 和0.8 m 時火源熱釋放速率較高，因此達到的峰值溫度也較高，同時其能見度恢復也較快；從溫度下降的快慢來分析，溫度下降的規律與能見度上升的規律基本符合。由圖5 還可以看出，開啟風機后溫度并未出現下降情況，但在補風口高度為0.4 和0.8 m 時能明顯看出溫度上升速度變緩。溫度達到峰值的時間基本相同，均在180 s左右。

圖5 不同補風口高度下艙室溫度Fig.5 Temperatures of the cabin at different heights of air supply inlet

4 實驗結果與數值模擬結果對比分析

4.1 模擬設置

數值模擬的艙室尺寸與實驗艙室完全相同，根據以上實驗結果，對火源熱釋放速率進行設置，其中油池尺寸仍為邊長為0.6 m 的方形油池。風機的風量取實測風量2 999 m3/s。風機開啟時間與實驗相同，均為點火后60 s，模擬時間為300 s，初始環境溫度20 ℃。

FDS 模型的精度依賴于火源特征直徑D*，其定義如下：

根據火源尺寸，通過式（3）計算出火源特征直徑的最小值為0.53 m，因此火源周圍區域的網格尺寸應為0.027～0.053 m，在這里設置為0.05 m，其他區域設置為0.1 m，總網格數105 120；模擬方式采用大渦模擬，空氣相對濕度為40%，無環境風。模擬壁面、墻壁的邊界條件均采用FDS 默認的INERT（惰性）邊界，在這種邊界下，壁面及墻壁溫度恒定，熱輻射發射系數為0.9，計算時考慮輻射與熱對流。

具體的設置如表3 所示。

表3 模擬工況設置Table 3 Working condition setting of simulation

4.2 實驗結果與數值模擬結果對比

圖6 所示為不同補風口高度下的數值模擬溫度曲線。由圖可以看出，風機開啟后，當補風口高度為0.4 和0.6 m 時，溫度立即下降；當補風口高度為0.8 和1.0 m 時，溫度在保持了約3 s 后開始出現下降。整體而言，艙室溫度的響應時間較短，風機開啟后能迅速達到排煙降溫的效果。約在90 s處，溫度下降至極低值，之后開始緩慢上升，上升幅度不超過5 ℃，進而穩定在一定數值。實驗溫度峰值與數值模擬溫度峰值的對比如表4 所示。

從表4 中可以看出，在4 種工況下，實驗溫度峰值與模擬溫度峰值最大相差約10%，實驗溫度的峰值略高于模擬溫度峰值。這是由于數值模擬采用的火源功率為實驗的平均火源功率，而實驗中的火源在旺盛燃燒階段其火源功率必然高于其平均火源功率，從而形成更高的溫度。通過數據對比可以看出，在同樣的燃燒參數設定下，FDS 計算結果與實驗結果吻合較好，驗證了數值模擬的可信性。

圖6 不同補風口高度下數值模擬艙室溫度Fig.6 Simulated temperatures of the cabin at different heights of air supply inlet

表4 實驗溫度與模擬溫度對比Table 4 Comparison of experimental temperatures and simulated temperatures

5 結 論

本文通過搭建全尺寸火災實驗平臺，對不同補風口高度下的柴油池火行為進行了研究，主要測量參數為艙室溫度及能見度恢復情況。對根據實驗測得的火源熱釋放速率使用FDS 進行了仿真分析，進而驗證了FDS 在模擬機械排煙時測量參數的可信性。主要結論如下：

1）實驗結果表明，隨著補風口高度的增大，火源傾斜角度減小，當補風口高度為0.6 和0.8 m時，火源燃燒時間更短，熱釋放速率更高，艙室溫度峰值也更高，但同時艙室能見度恢復更快、溫度下降更迅速。

2）根據實驗獲取的不同補風口高度下實際的火源熱釋放速率，采用FDS 進行仿真得到了艙室溫度變化曲線，將實驗溫度峰值與數值模擬溫度峰值結果進行對比后發現，二者吻合較好，驗證了FDS 在模擬機械排煙時所測參數的可信性。

3）艦船單開口艙室機械排煙時，為提高排煙降毒的速度，補風口高度不可過小或過大，存在一個最優值可使能見度的恢復速度和艙室溫度的降低速度達到最快。制定排煙戰術時，可通過實驗的方法來確定這一數值，從而有效提高排煙效果。