浦金云,晁小雨,2，李 杰

(1.海軍工程大學 動力工程學院，湖北 武漢 430033；2.91604部隊，山東 龍口 265700)

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艦船火災中艙壁冷卻過程及最佳冷卻方法研究

浦金云1,晁小雨1,2，李 杰1

(1.海軍工程大學 動力工程學院，湖北 武漢 430033；2.91604部隊，山東 龍口 265700)

為了研究艦船火災中噴淋對艙壁的冷卻作用，利用FDS軟件對噴淋過程進行了數(shù)值仿真，建立了噴淋對艙壁冷卻效果的綜合評估模型，然后采用層次分析法的思想計算了各個影響因子的權(quán)重，并對影響因子的指標進行了無量綱化處理。結(jié)果表明，噴頭壓力越大，冷卻效果越明顯，但當噴頭壓力超過0.1 MPa后，壓力對冷卻效果的影響減弱；當噴頭與熱壁面距離在0.3～1.0 m范圍內(nèi)時，距離對冷卻效果影響較小;霧化夾角越大，冷卻效果越好。綜合考慮艙壁溫度下降速度、艙壁最終溫度、艙室氣體溫度、艙室內(nèi)能見度、消防噴淋水流量5個因素，評估出最佳的冷卻方案為噴頭壓力0.05 MPa、距離壁面0.6 m、噴頭夾角0°～90°。

艦船火災；噴淋冷卻；層次分析法；影響因素；數(shù)值模擬

現(xiàn)代艦船機械設(shè)備密集，可燃物多且熱值高，因此存在較高的火災風險。據(jù)統(tǒng)計，在第二次世界大戰(zhàn)期間，火災與爆炸是破壞艦艇的主要原因之一。近幾十年來，有許多艦艇在日常維修與訓練中因起火而造成嚴重的經(jīng)濟損失甚至人員傷亡[1]?；馂漠a(chǎn)生的高溫不僅對人員造成生命危害，還對艦船結(jié)構(gòu)與設(shè)備具有潛在威脅[2]。對于艦船生命力而言，火災后艦船結(jié)構(gòu)可能發(fā)生的變化容易造成浸水、內(nèi)部防護結(jié)構(gòu)破壞等后果，不利于修復戰(zhàn)時損傷、恢復生命力。通過水噴淋系統(tǒng)的冷卻保護作用，鋼制艙壁表面的水吸收大量熱量、阻擋熱輻射，可降低艙壁溫度，從而減小鋼材構(gòu)件受到破壞的可能性，實現(xiàn)噴淋系統(tǒng)與艙壁結(jié)構(gòu)在防火隔熱中的優(yōu)化組合，延長艙壁結(jié)構(gòu)的耐火極限。但使用水槍進行冷卻降溫時還存在降低能見度、降低艦船穩(wěn)性等問題[3]。

目前，已有學者對艦船艙室火災的發(fā)展與防范有了一定的研究[4-7]。如WHITE等建立了艙室火災轟燃后向相鄰艙室傳熱的瞬態(tài)非線性方程，發(fā)現(xiàn)熱艙壁對冷艙壁的傳熱過程中，熱輻射占主導作用[8]。MULHOLLAND等在對室內(nèi)煙氣填充過程的研究中發(fā)現(xiàn)，燃燒產(chǎn)生的熱量大部分被艙室的壁面吸收[9]。COOPER針對具有不同幾何形狀的艙室進行了火災熱量研究，發(fā)現(xiàn)約60%～90%的熱量被艙壁吸收[10]。ZHANG等從性能化防火的角度出發(fā)，討論了不同火災場景下鋼結(jié)構(gòu)的溫度變化和基于不同理論模型的火焰溫度變化[11]。然而，少有學者對艙室火災轟燃后的室內(nèi)溫度分布進行研究，同時，對噴淋冷卻艙壁的研究也不充分。因此，筆者以噴淋對艙壁的冷卻作用為研究對象，并在考慮流量的基礎(chǔ)上，討論最有效的冷卻方案。

1 數(shù)值模擬模型

1.1 問題描述

目前，大部分艦船艙室火災在難以控制火勢時，通常采用封艙滅火的方式控制火勢發(fā)展，同時通過對艙室外壁噴淋降溫的方式來防止火勢蔓延。但在使用噴淋冷卻降溫的過程中，若水流量過大，則會增大艦船的自由液面，從而降低艦船穩(wěn)性。同時還會產(chǎn)生更多的水蒸氣，降低艙室內(nèi)能見度。

在水平艙壁的傳熱過程中，消防人員需要對與起火艙室前、后、左、右4個方向上相鄰艙室的公共壁面進行冷卻噴淋。在頂棚豎直方向傳熱過程中，消防人員則需對起火艙室上方相鄰艙室的地面進行噴淋冷卻。在這種情況下，噴淋液滴在重力的作用下匯集到艙室地面，最終在地面上形成完整的水膜或水層，因此所需噴淋用水較少，噴淋方法及滅火戰(zhàn)術(shù)相對簡單。而在對豎直壁面的噴淋過程中，噴頭的壓力、位置等因素對灑水特性有較大影響，噴淋方法與消防戰(zhàn)術(shù)相對復雜。因此，筆者選取水平艙壁傳熱及冷卻過程進行研究。

1.2 火災場景設(shè)置

1.2.1 熱源設(shè)置

火災場景為起火艙室通過水平方向向相鄰艙室傳熱。熱流從起火艙室與臨艙的共同艙壁傳出，通過輻射、對流的方式對臨艙氣體、艙壁進行傳遞。根據(jù)以往的模擬艙室實驗，將熱源設(shè)定為兩個艙室的交界艙壁，壁面材料為鋼板，厚度為5 mm，初始溫度為600 ℃，其他壁面初始溫度為20 ℃。艙室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)為3.0 m×3.0 m×2.4 m，在X-Z平面對稱，F(xiàn)DS數(shù)值模擬模型如圖1所示。

圖1 FDS數(shù)值模擬模型

1.2.2 噴淋設(shè)置

為了研究灑水噴頭在不同工作壓力、不同安裝位置及不同噴頭夾角對自動噴水冷卻系統(tǒng)冷卻效果的影響，共進行了9次數(shù)值模擬試驗，試驗工況如表1所示。其中，噴霧夾角是指水霧從噴嘴中噴出形成的扇面夾角。

表1 實驗工況設(shè)計

2 模擬計算結(jié)果與討論

2.1 噴頭壓力對噴淋冷卻效果影響

圖2 不同壓力下熱壁面溫度變化

在噴淋保護下，不同工作壓力下熱壁面溫度變化如圖2所示，可看出在不同的噴頭工作壓力下，熱壁面的溫度變化表現(xiàn)出較為明顯的差異?？偟淖兓厔轂椋弘S著工作壓力增大，壁面溫度下降速度加快。噴頭工作壓力對冷卻效果的影響可進一步歸結(jié)為流量的影響。噴頭工作壓力與流量的計算公式為：

(1)

式中：q為噴頭流量；K為噴頭流量系數(shù)，筆者取常用的K-80型噴頭，即K=80；p為噴頭工作壓力。則由式(1)可知，當噴頭特性參數(shù)一定時，噴頭壓力越大，則噴頭流量越大，單位時間內(nèi)通過水流帶走的熱量可能也就越多。

不同壓力下，距離熱壁面0.1 m、1.5 m、2.9 m處的熱電偶溫度變化如圖3所示，可以看出噴頭工作壓力對艙室內(nèi)氣體溫度影響較大，具體表現(xiàn)為噴頭壓力越大，溫度越低。在這3個位置處，均可發(fā)現(xiàn)當壓力為0.10 MPa和0.20 MPa時，溫度差異不大，與上述熱壁面溫度變化的趨勢相同。

圖3 不同壓力下艙室內(nèi)空氣溫度變化

2.2 噴頭距離對噴淋冷卻效果影響

在噴霧半徑一定的條件下，噴頭安裝位置對目標物的冷卻保護效果有較大影響。在噴頭的最佳射程內(nèi)，噴淋可形成粒徑小且均勻的噴霧，從而在目標物表面形成完整且連續(xù)的水膜，具有較高的冷卻保護效果。因此，保證噴淋在艙壁表面形成水膜的目標前提下，有必要對噴頭和艙壁的水平距離進行一定限制。

噴頭位置對熱壁面的冷卻效果如圖4所示。當噴頭與熱壁面水平距離D為1.5 m時，與其他3個噴淋工況相比，熱壁面的溫度偏高50 ℃左右，而當噴頭與熱壁面水平距離分別為0.3 m、0.6 m、1.0 m時，溫度曲線幾乎重合，0.6 m處的溫度略低于0.3 m與1.0 m處的溫度。這說明當噴頭與熱壁面水平距離處于0.3～1.0 m范圍內(nèi)時，距離對冷卻效果的影響較小。

圖4 不同距離下熱壁面溫度變化

圖5 不同距離下艙室內(nèi)空氣溫度變化

不同距離下艙室內(nèi)空氣溫度變化如圖5所示，距離壁面0.1 m處，噴頭布置在距離壁面0.3 m的位置時空氣溫度最高。這種現(xiàn)象可能是由于噴頭距離壁面太近、造成大部分液滴飛濺所致。在距離壁面1.5 m處，即艙室中心位置，空氣溫度在100 s左右即開始下降；噴頭距離壁面越遠，空氣溫度越低。這主要是由于在高溫環(huán)境下，噴淋液滴迅速蒸發(fā)吸熱，噴頭距離測點越近，液滴的體積分數(shù)越高，吸熱降溫作用越明顯。在距離熱壁面2.9 m處，仍能觀察到相同的趨勢，但噴頭安裝位置對溫度的影響較小，4種噴淋狀態(tài)下空氣溫度相近。

2.3 噴霧夾角對噴淋冷卻效果影響

噴淋水霧的霧化角度是表征影響噴淋強度的特性之一，不同的噴淋夾角產(chǎn)生的霧場特性不同。不同夾角下熱壁面溫度變化如圖6所示，可看出當霧化夾角θ為0°～90°時，與壁面具有最大的接觸面積，因此冷卻效果最好，溫度下降最快，最終溫度最低。而θ=0°～60°與θ=0°～45°兩者在后期溫度逐漸趨于一致。

圖6 不同夾角下熱壁面溫度變化

當霧化夾角為0°～90°時，水滴能在熱壁面上形成較為完整的覆蓋水膜，因而空氣溫度下降最快。就冷卻效果而言，0°～90°最佳，0°～60°次之，0°～45°溫度下降最慢。不同夾角下艙室內(nèi)空氣溫度變化如圖7所示，可以看出霧化夾角越大，冷卻效果越好。

圖7 不同夾角下艙室內(nèi)空氣溫度變化

3 冷卻效果評估

3.1 基于層次分析法的指標因子權(quán)重計算

層次分析法(analytic hierarchy process，AHP)是美國運籌學家薩特于上世紀70年代提出的一種多目標決策方法[12]，具有將定性與定量相結(jié)合的優(yōu)點，可以簡單有效地分析復雜問題。首先通過對兩兩指標間的重要程度作比較判斷，建立判斷矩陣；然后通過計算矩陣的最大特征值和特征向量，可以得出不同方案重要性程度的權(quán)重，為最佳方案的選擇提供依據(jù)[13]。

根據(jù)層次分析法的步驟，首先建立層次分析模型，即從艙壁溫度下降速度V1、艙壁最終溫度V2、艙室氣體溫度V3、艙室內(nèi)能見度V4、消防噴淋水流量V5這5個方面建立冷卻效果評估模型,然后利用層次分析法計算各指標的權(quán)重。根據(jù)專家評分，建立判斷矩陣A。

該判斷矩陣的一致性檢驗結(jié)果CR=0.048 6，符合一致性檢驗要求(CR≤0.100 0)。通過計算可知V1～V5的權(quán)重分別為0.438 8、0.163 2、0.092 5、0.074 6、0.230 9。

3.2 建立因子評估指標

根據(jù)層次分析法，將方案層的因子作為消防能力好壞的評估指標。由于不同的因子性能評估指標不同，因此需要建立一個通用的標準指標。鑒于準則層的各個因子都可通過仿真計算得到，因此可通過定量評估。此外，由于每個指標的量綱和特性不同，需要對指標進行無量綱處理[14]?？偟膩碚f，假設(shè)第i個指標的實際值為ti，該指標的標準值或經(jīng)驗最佳值為t，則對于以大為優(yōu)的指標，其評估值Vi為ti/t；對于以小為優(yōu)的指標，其評估值Vi為t/ti。則每種方案的最終冷卻效果評估得分為：

(2)

3.2.1 艙壁溫度下降速度定量指標V1

通過對艙壁溫度的變化曲線進行擬合，得到形式為y=B·exp(-x/t)+y0的一階指數(shù)衰減擬合，以及第j個工況下的擬合相關(guān)參數(shù)t1 j和y0 j。t1 j表示曲線的衰減速度，即溫度的降低速度；y0 j表示曲線在縱軸上的截距，即溫度的最終值。對無噴淋下的熱壁面溫度變化也作出對數(shù)擬合處理，擬合曲線的參數(shù)分別為y0=132.69、B=432.6、t=1 882.43。以無噴淋條件下的參數(shù)為基準，將溫度降低速度指標V1定義為：

(3)

3.2.2 艙壁最終溫度V2

同樣地，以無噴淋條件下的參數(shù)為基準，將最終溫度V2定義為：

(4)

3.2.3 艙室氣體溫度定量指標V3

根據(jù)JTTL中對連體式滅火防護裝具的總體性能要求，在起火區(qū)、蒸汽區(qū)或其他煙氣區(qū)區(qū)域著滅火防護裝具時，當溫度不超過150 ℃時，工作時間不少于8 min；溫度不超過180 ℃時，工作時間不少于3 min。同時，根據(jù)人員進艙開展滅火和救援的溫度極限[15]，將溫度定量指標V2定義為距離熱艙壁2.9 m處(即相當于艙門處)空氣溫度超過80 ℃的時間與無噴淋狀態(tài)下空氣溫度超過80 ℃的時間之比，即：

(5)

3.2.4 艙室內(nèi)能見度定量指標V4

在噴淋冷卻過程中，液滴蒸發(fā)形成的蒸汽是火場區(qū)域外場所中降低能見度的主要因素。由于水蒸氣對光具有吸收和散射作用，只有部分光能通過水蒸氣，從而降低了能見度。在火災科學中，能見度高低主要與煙氣濃度有關(guān)。另外，由于艙室冷卻模型密閉，不用考慮通風情況，因此在噴淋開始足夠長時間后，各工況下水蒸氣濃度均達到相近的極值。因此，選取艙室中前150 s水蒸氣的濃度上升速率作為衡量能見度的指標。

3.2.5 消防噴淋水流量定量指標V5

根據(jù)流量與噴頭壓力關(guān)系計算公式，可得各個工況下噴頭的流量。目前，用于艦船損管的移動排水泵的流量為12～20 L/min。在最不利情況下，取排水量t=12 L/min為水流量定量指標的標準值，以此表征艙室內(nèi)的排水能力大小，即：

(6)

經(jīng)計算后發(fā)現(xiàn)，由于每一項指標的物理意義和計算結(jié)果不同，指標系數(shù)兩兩比較相差較大。如假設(shè)指標V2與V4具有相同的權(quán)重，但由于V2與V4的指標值相差一個數(shù)量級，導致評估結(jié)果中V2實際的影響更大。因此，為了避免最終評估結(jié)果的失真，對每個指標值做進一步處理，將指標Vi j除以其系列中的最大值，將指標值控制在0～1之間，則指標V1～V5的計算結(jié)果如表2所示。

表2 指標計算結(jié)果

3.3 冷卻效果綜合評估

將上述結(jié)果代入式(2)，可得到各個工況下的最終冷卻效果評分，如表3所示。

表3 冷卻效果評估得分

由此可以看出，綜合考慮各個評估因素后，工況2的得分最高，即當噴頭壓力為0.05 MPa、距離壁面0.6 m、噴頭夾角為0°～90°時，綜合冷卻效果最佳，既能有效降低艙壁溫度和艙室內(nèi)空氣溫度，同時還能保持較高的能見度，水流量適量，不致產(chǎn)生過多艙內(nèi)積水。另外，不同噴淋方案對比結(jié)果相差不明顯，其綜合評估值均在0.6～0.8之間。因此，若要進一步提高冷卻效率，可以從選取大噴霧夾角噴頭、增大移動排水層泵功率、適當增加噴頭密度等方面入手。

4 結(jié)論

筆者首先通過火災動力學軟件FDS，建立了不同工況下的噴淋冷卻模型，討論了噴淋對艙室的冷卻作用；然后以艙壁溫度、艙室內(nèi)空氣溫度為研究對象，比較了冷卻效果；最后，以層次分析法的理論為基礎(chǔ)，計算了各個判斷指標的權(quán)重，并將指標進行無量綱化處理，得到了最佳冷卻效果的方案，具體結(jié)論如下：①噴頭工作壓力、安裝位置、噴淋夾角等參數(shù)均對冷卻效果有一定影響。噴頭壓力越大，冷卻效果越明顯，但當噴頭壓力超過0.10 MPa后，壓力對冷卻效果的影響減弱；當噴頭與熱壁面的距離在0.3～1.0 m范圍內(nèi)時，距離對冷卻效果影響較??；當霧化夾角為0°～90°時，水滴能在熱壁面上形成較為完整的覆蓋水膜，液滴與被保護的熱壁面之間有最大的接觸面積，當夾角減小到 0°～60°時，壁面邊緣存在噴淋盲區(qū)，當夾角減小到0°～45°時，溫度下降最慢。②通過從艙壁溫度下降速度、艙壁最終溫度、艙室氣體溫度、艙室內(nèi)能見度、消防噴淋水流量5個方面建立冷卻效果評估模型，計算得出當噴頭壓力為0.05 MPa、距離壁面0.6 m、噴頭夾角0°～90°為最佳的冷卻方案。

[1] 張光輝,浦金云,王京齊,等.艦船火災危險源分析與辨識研究[J].艦船科學技術(shù),2016,38(11)：165-173.

[2] ZHANG S, PU J Y, LI D Z. Research on field simulation application in warship cabin performance-based fire protection design[J]. Applied Mechanics & Materials, 2014(525):325-330.

[3] 王升國.艦船損管技術(shù)分析及損害對策探討[D].大連：大連理工大學,2014.

[4] LEONARD J T, FULPER C R, DARWIN R L,et al. Post-flashover fires in simulated shipboard compartments-phase 1-small scale studies[R]. Washington, DC: Naval Research Lab,1991.

[5] UTISKUL Y, QUINTIERE J G, RANGWALA A S, et al. Compartment fire phenomena under limited ventilation[J]. Fire Safety Journal,2005,40(4):367-390.

[6] HAMINS A, JOHNSSON E, DONNELLY M, et al. Energy balance in a large compartment fire[J]. Fire Safety Journal,2008,43(3):180-188.

[7] GROSS D, DAVIS W D. Burning characteristics of combat ship compartments and vertical fire spread [R]. Washington, DC: Naval Research Lab,1988.

[8] WHITE D A, BEYLER C L, SCHEFFEY J L. Modeling the impact of post-flashover shipboard fires on adjacent spaces[J]. Journal of Fire Protection Engineering,1999,10(4):2-18.

[9] MULHOLLAND G, HANDA T, SUGAWA O, et al. Smoke filling in an enclosure[J]. Fire Science and Technology,1981,1(1):1-31.

[10] COOPER L Y. Compartment fire-generated environment and smoke filling in SFPE handbook of fire protection engineering[R]. New York :National Fire Protection Association,2002.

[11] ZHANG C, USMANI A. Heat transfer principles in thermal calculation of structures in fire[J]. Fire Safety Journal,2015(78):85-95.

[12] SATTY T L. The analytic hierarchy process[M].New York: McGraw Hill,1980:21-24.

[13] 張哲源,謝飛,張苗,等.基于改進層次分析法的液氨儲罐安全分析[J].南開大學學報(自然科學版),2014,47(4)：6-13.

[14] 祝峰,鄢凱,安江波,等.艦船消防系統(tǒng)滅火性能綜合權(quán)衡模型研究[J]消防科學與技術(shù),2009,28(2):86-88.

[15] 任凱,楊立,浦金云.典型機艙火災噴霧冷卻效果數(shù)值仿真[J].海軍工程大學學報,2010,26(5)：97-101.

PU Jinyun:Prof.; School of Power Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China.

Research on Cooling of Fire Shipboard Compartment Boundaries and Optimum Cooling Application

PU Jinyun, CHAO Xiaoyu, LI Jie

In order to study the cooling effect of spray on bulkhead in shipboard fire, the spray process was numerically simulated by FDS. Then the comprehensive evaluation model of cooling effect is established, and the weight of each influencing factor is calculated by AHP method and the indicators of the impact factor were dimensionless. The results show that the cooling effect is more obvious when the nozzle pressure is higher, but when the nozzle pressure exceeds 0.1MPa, the effect of pressure on the cooling effect is weakened. When the distance between the nozzle and the hot wall is in the range of 0.3m ～ 1.0m, the distance has little effect on the cooling effect. Larger atomization angle represents better cooling effect. Considering the five factors of bulkhead temperature descending speed, bulkhead final temperature, cabin air temperature, cabin visibility and water consumption, the best cooling scheme is when nozzle pressure is 0.05MPa, located 0.6m from the bulkhead, and atomization angle is 0°～90°.

shipboard fires；spray cooling；analytic hierarchy process；influence factors；numerical simulation

2095-3852(2017)03-0259-06

A

2016-12-07.

浦金云(1961-)，男，江蘇無錫人， 海軍工程大學動力工程學院教授，博士，主要研究方向為艦船安全技術(shù).

U673.4

10.3963/j.issn.2095-3852.2017.03.004