吳廉巍1，謝承利，周炫

(1.海裝駐武漢地區(qū)第二軍事代表室,武漢 430064；2.中國艦船研究設計中心，武漢 430064)

船舶機艙密閉性好，一旦發(fā)生火災，煙氣會很難排出，而且火災中85%以上的死亡都與煙氣有關[1-2]。相關的研究有用CFDRC軟件模擬研究船舶機艙的幾何尺寸對煙氣運動的影響[3-4]；對船舶火災進行數(shù)值模擬，用CFD-ACE+模擬煙霧在船上空間的傳播過程，發(fā)現(xiàn)相鄰空間的極端溫度對傳播的影響很小[5]；用計算流體動力學程序模擬具有逆流空氣供應的火災產(chǎn)生的煙霧的傳播過程，模擬煙霧的傳播的結(jié)果與實驗結(jié)果一致[6]；用FDS預測多層結(jié)構(gòu)機艙內(nèi)火災發(fā)展過程，發(fā)現(xiàn)用多層結(jié)構(gòu)的船舶機艙代替單個艙室，可以提高燃燒強度、頂棚射流的形成和熱流場的輸送速度[7]；基于低馬赫數(shù)熱驅(qū)動流動模型用Fire Dynamics Simulator(FDS)研究不同頂部開口尺寸對船舶機艙火災特性的影響[8]；使用FDS軟件研究船舶機艙火災發(fā)展過程中溫度、氧氣濃度等參數(shù)的變化情況[9]；用數(shù)值模擬方法研究風機機艙發(fā)生火災后的熱流場特性規(guī)律，建立適用于風機機艙火災計算的數(shù)學物理模型[10]；用Pyrosim建模對船舶機艙火災進行仿真模擬，研究機艙火災的科學發(fā)展規(guī)律[11]。

然而，在真實船舶火災過程中，機艙密閉條件下排煙和補風量可能不完全匹配，加上火風壓、排煙口朝向等因素的影響，導致排煙量與設計預期不符，從而影響排煙效果。為此，考慮采用FDS+HVAC系統(tǒng)來模擬防排煙系統(tǒng)，開展更為接近真實火災過程的數(shù)值模擬分析。國外已有大量的實驗和模擬驗證HVAC系統(tǒng)的可靠性，例如，Hostikka等[12-15]曾用FDS+HVAC預測密閉空間內(nèi)火災產(chǎn)生的溫度壓力和氣體濃度等，實驗結(jié)果與模擬結(jié)果曲線均擬合較好。FDS驗證使用了來自PRISME項目和Lawrence Livermore國家實驗室(LLNL)密閉腔室實驗的實驗數(shù)據(jù)對FDS+HVAC進行了驗證，充分體現(xiàn)了FDS+HVAC系統(tǒng)求解器的可靠性。

1 仿真模型

1.1 模型介紹

參照某大尺度機艙原型進行合理簡化，建立相應的計算仿真模型。機艙主要由平臺、設備、風機、補/排風口組成，整體結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 機艙結(jié)構(gòu)示意

機艙艙室整體尺寸為28 m×22 m×7.6 m(長×寬×高)。艙室在高2.4 m和4.7 m處設置兩層格柵，分成三個平臺，從上到下依次為二格柵平臺、一格柵平臺和鋪板層平臺。二格柵平臺處設置了兩個艙門，尺寸均為0.75 m×1.85 m。設備分布在每層平臺上，由于設備對煙氣蔓延有一定的影響作用，為了簡化計算，將其在FDS中用矩形塊代替。機艙中設有2個送風風機(型號為JCLH1100-XN)和3個排風風機(型號為JCZH1100-XN)，其主要作用是往艙室送風和排風。對應的補風口尺寸為1 m×2 m，設在鋪板層的頂部，排風口尺寸為2 m×2 m，位于二格柵平臺。排風管道和補風管道的沿程阻力摩擦系數(shù)均為0.15。同時機艙的墻壁和設備材料均采用標準鋼，其熱物理性質(zhì)見表1。

表1 標準鋼的熱物理性質(zhì)

初始環(huán)境溫度為20 ℃。對于機艙的防排煙系統(tǒng)則用FDS中的HVAC系統(tǒng)進行簡化，將多個管道簡化成一個具有等效損失系數(shù)的單一管道，并通過通風口(排煙口、補風口)連接到FDS計算區(qū)域內(nèi)。選用頂吸和側(cè)吸兩種排煙朝向見圖2。

圖2 機艙防排煙系統(tǒng)示意

1.2 機艙火災場景設置

1.2.1 火源類型

船舶機艙中分布各種油液管路，引發(fā)的火災中最為常見是油池火災，據(jù)挪威船級社統(tǒng)計數(shù)據(jù)，機艙火災事故中的56%是由燃油所引起，機艙中的燃料一般采用的是柴油[16]。因此選取柴油池火來模擬船舶機艙火災。但是因為柴油是混合物，為簡化計算，在FDS模擬中以正12烷(C12H26)來代替柴油燃燒火，正12烷的性能指標見表2。

表2 正12烷的性能指標[17]

1.2.2 火源熱釋放速率

已有研究表明，機艙火災的火源功率大多數(shù)情況下為6～10 MW[18-19]。考慮機艙火災的排煙效果，根據(jù)柴油的性能指標，確定火源參數(shù)見表3。

表3 油池參數(shù)

火源熱釋放速率的增長速率按照t2火的增長規(guī)律。

Q=αt2

(1)

式中：α是火災增長系數(shù)。

根據(jù)α的不同，t2火又分為了慢速型、中速型、快速型、和超快速型。

根據(jù)實驗結(jié)果，柴油池火在火災增長過程中，時間平方系數(shù)與超快速火的增長系數(shù)大致相當，模擬選擇超快速型t2火作為火災增長方式，得到火源功率達到6 MW的時間為179 s。

設置的燃料高度為0.2 m，考慮初期火災煙氣控制，為方便人員疏散和救火需求，根據(jù)實際火災場景設置運行時間為600 s。

數(shù)值模擬中火災HRR曲線見圖3。

圖3 火災HRR曲線

1.2.3 火源及測點位置

在實際船舶機艙火災場景中，燃油泄漏的位置存在不確定性。理論上機艙中的任何位置都有可能發(fā)生燃油泄漏并引發(fā)火災。為了簡化模型，通過大量的事故案例和調(diào)研分析[20-22]，確定了一處機艙火災易發(fā)區(qū)域，見圖4。并在機艙A、B、C、D高6 m處設置測點，測量壓力、溫度、能見度、CO體積濃度、煙氣層高度等指標。

圖4 火源及測點位置布置

1.3 網(wǎng)格獨立性驗證

在FDS中，主要采用D*來判斷網(wǎng)格的質(zhì)量，表達式如下。

(2)

在6 MW的火源功率下，網(wǎng)格的尺寸滿足D*/δx=10時，一般可認為FDS的模擬結(jié)果是可靠的。根據(jù)此標準，網(wǎng)格尺寸δx的范圍在0.2 m左右。為了充分驗證0.2 m網(wǎng)格尺寸的獨立性。針對頂吸排煙朝向的火災場景設置3種網(wǎng)格尺寸進行網(wǎng)格獨立性分析，網(wǎng)格尺寸分別為0.1、0.2和0.4 m。模擬得到的輸出結(jié)果包括煙氣層高度、能見度、CO體積濃度、排煙管道的總體積流量等數(shù)據(jù)，并進行了對比分析來驗證網(wǎng)格獨立性。模擬場景見圖5。

圖5 網(wǎng)格獨立性計算模型

選取前400 s的計算數(shù)據(jù)來進行網(wǎng)格獨立性驗證。因為測點B距離艙門較近，具有代表性，因此以測點B處數(shù)據(jù)來進行網(wǎng)格獨立性分析。模擬結(jié)果見圖6。

圖6 不同網(wǎng)絡尺寸測點B網(wǎng)格獨立性分析

從圖6a)可以看出，0.1 m和0.2 m網(wǎng)格尺寸的煙氣層高度曲線差距較小，相對誤差小于5%，而0.4 m網(wǎng)格尺寸煙氣層高度曲線則與0.1 m網(wǎng)格尺寸差距較大，相對誤差大于10%。

從圖6b)可以看出，0.1 m和0.2 m網(wǎng)格尺寸的能見度曲線波動均較大，但兩者整體趨勢基本一致。

從圖6c)可以看出，0.4 m網(wǎng)格尺寸結(jié)果曲線明顯位于0.1 m和0.2 m網(wǎng)格尺寸上方，0.1 m和0.2 m的網(wǎng)格尺寸相互重合，更為接近。

從圖6d)可以看出，3種網(wǎng)格尺寸的排煙管總體積流量曲線基本重合，但是在200 s處，0.4 m的排煙管總體積流量明顯高于另外兩種網(wǎng)格尺寸。從4種數(shù)據(jù)的模擬結(jié)果可以確定，0.2 m的網(wǎng)格已經(jīng)滿足模擬精度。考慮到計算機的計算能力和模擬時長，最終選取0.2 m網(wǎng)格尺寸作為計算尺寸。

2 結(jié)果分析

2.1 風機流量壓力特征結(jié)果分析

排風風機的流量壓力特征見圖7。

圖7 排風風機流量壓力特征曲線

從圖7b)可以看出，排風風機管道節(jié)點壓力差初始約為950 Pa，之后200 s內(nèi)不斷下降直到穩(wěn)定在800 Pa左右。而管道節(jié)點壓力Δp是通過p下游-p上游計算得出，其中排風管道的下游壓力對應大氣壓力，而大氣壓力保持恒定，上游壓力對應節(jié)點壓力，上游節(jié)點壓力和艙室壓力密切相關。而由于艙室壓力一開始呈現(xiàn)極低的負壓約為-1 000 Pa，之后200 s內(nèi)不斷上升直到穩(wěn)定在-800 Pa左右。艙室壓力的上升會導致管道節(jié)點壓差下降，如圖7b)前200 s所示，之后隨著艙室壓力穩(wěn)定在-800 Pa左右，導致管道節(jié)點壓力穩(wěn)定在800 Pa左右。

從圖7可以看出，頂吸的排風風機管道節(jié)點壓力低于側(cè)吸，使得頂吸的排風風機的體積流量高于側(cè)吸，這和排風風機壓力流量曲線趨勢相符合，在管道節(jié)點壓力變小時，風機體積流量會增大。在火源增長期，排風風機管道節(jié)點壓力會不斷減小，直到200 s之后達到穩(wěn)定狀態(tài)。

補風風機的流量壓力特征見圖8。

圖8 補風風機流量壓力特征

從圖8b)可以看出，補風風機管道節(jié)點壓力差初始約為-800 Pa；之后，200 s內(nèi)不斷上升直到穩(wěn)定在-600 Pa左右。同樣管道節(jié)點壓力是通過計算得出，其中補風管道的下游壓力對應節(jié)點壓力，上游壓力對應環(huán)境壓力，環(huán)境壓力保持恒定，而下游節(jié)點壓力和艙室壓力密切相關。艙室壓力一開始呈現(xiàn)極低的負壓約為-1 000 Pa，之后，200 s內(nèi)不斷上升直到穩(wěn)定在-800 Pa左右。艙室壓力的上升會導致管道節(jié)點壓差下降，如圖8b)中的200 s；之后，隨著艙室壓力穩(wěn)定在約-800 Pa，導致管道節(jié)點壓力穩(wěn)定在約-600 Pa，此處艙室壓力與管道節(jié)點壓力之差是由補風管道阻力損耗所造成的。

從圖8可以看出，頂吸的補風風機管道節(jié)點壓力略高于側(cè)吸，使得頂吸的補風風機的體積流量低于側(cè)吸。這和補風風機壓力流量曲線趨勢相符合。

2.2 煙氣層高度及能見度結(jié)果分析

排煙效果的好壞可以從煙氣層高度和能見度直觀反映出來，列舉艙門和角落共兩處典型的煙氣層高度和能見度的模擬結(jié)果見圖9、10。

圖9 煙氣層高度模擬結(jié)果

圖10 能見度模擬結(jié)果

從圖9和圖10中可以看出，相應位置的煙氣層高度和能見度曲線整體趨勢基本一致，在200 s左右達到穩(wěn)態(tài)。穩(wěn)態(tài)時，測點B與測點D處煙氣層高度與能見度數(shù)據(jù)較接近，說明整個機艙空間的煙氣層界面相對穩(wěn)定?？v觀整個曲線圖，頂吸的煙氣層高度和能見度高于側(cè)吸，造成這種現(xiàn)象的主要原因是頂吸排煙管總體積流量高于側(cè)吸?？梢?，頂吸的排煙效果要優(yōu)于側(cè)吸。

2.3 艙室溫度結(jié)果分析

從圖11可以明顯看出，不同的排煙朝向?qū)ε撌覝囟扔绊戄^大。B、D位置的測點，前200 s，頂吸和側(cè)吸的溫度均呈上升趨勢，200 s后，溫度趨于穩(wěn)態(tài)，頂部排煙的溫度低于側(cè)部排煙溫度約為50～80 ℃。

圖11 艙室溫度模擬結(jié)果

結(jié)合圖9可以看出，頂吸的排煙效果優(yōu)于側(cè)吸，導致更多的熱煙氣被頂部排煙口所排出，因此，頂吸的煙氣層厚度相比側(cè)吸更薄，導致6 m處頂吸熱電偶測點溫度低于側(cè)吸。

2.4 CO體積濃度結(jié)果分析

CO體積濃度結(jié)果見圖12。

圖12 CO體積濃度模擬結(jié)果

在200 s之后，CO體積濃度達到穩(wěn)態(tài)，這也與此前各項數(shù)據(jù)的趨勢基本一致，原因是當火源功率達到穩(wěn)態(tài)的6 MW時，排煙補風也達到了穩(wěn)定狀態(tài)，從而導致各項數(shù)據(jù)趨于穩(wěn)定。從圖12可以看出，側(cè)吸排煙的CO體積濃度遠高于頂吸，為兩倍以上。說明頂吸有利于排出更多的CO等有毒氣體。

3 結(jié)論

1)通過分析排風風機和補風風機流量壓力的特征，發(fā)現(xiàn)排煙和補風系統(tǒng)內(nèi)的壓力和流量是一組隨排煙朝向變化的動態(tài)變化量，與火源的燃燒狀態(tài)也有關系。因此，單一的處方式設計難以滿足實際火災工況的要求，需有針對性的開展專項消防設計，提高系統(tǒng)可靠度，消除系統(tǒng)風險。

2)通過FDS+HVAC系統(tǒng)模擬機艙防排煙系統(tǒng)，分析風機的流量壓力實時特征變化，發(fā)現(xiàn)風機壓力和流量的變化趨勢符合各自風機的特征曲線，風機管道節(jié)點壓力差與環(huán)境及艙室壓力密切相關。

3)通過對比頂吸和側(cè)吸兩種排煙朝向的煙氣層高度、能見度、CO體積濃度及溫度，發(fā)現(xiàn)達到穩(wěn)態(tài)時，頂吸的煙氣層高度較高、能見度較大、溫度較低和CO體積濃度較少。相較于側(cè)吸，頂吸的排煙效果更優(yōu)。