汪金輝，張憲達(dá)，陳科燁

上海海事大學(xué) 海洋科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201306

0 引 言

在航運(yùn)事故中，船舶機(jī)艙失火造成的損失高居首位[1]。機(jī)艙內(nèi)有大量可燃物且設(shè)備集中，運(yùn)行過(guò)程中會(huì)釋放大量熱量，若油料泄漏極易發(fā)生火災(zāi)?；馂?zāi)發(fā)生后產(chǎn)生的大量高溫?zé)煔馐艽摻Y(jié)構(gòu)限制無(wú)法及時(shí)排出，在機(jī)艙內(nèi)部大量聚積，會(huì)導(dǎo)致艙室結(jié)構(gòu)溫度迅速升高[2]。與混凝土材料的建筑構(gòu)造物不同，船舶機(jī)艙的鋼結(jié)構(gòu)在高溫下的耐火性能差[3]，當(dāng)溫度為600 ℃時(shí)，鋼材的屈服強(qiáng)度和彈性模量將降至常溫狀態(tài)下的三分之一，從而使鋼結(jié)構(gòu)幾乎喪失承載能力[4]。而喪失設(shè)計(jì)強(qiáng)度的結(jié)構(gòu)在火災(zāi)作用下會(huì)進(jìn)一步變形、破損，進(jìn)而導(dǎo)致船舶漏水、沉沒等次生災(zāi)害。因此，研究船舶機(jī)艙結(jié)構(gòu)在火災(zāi)環(huán)境下的力學(xué)行為響應(yīng)對(duì)于該結(jié)構(gòu)的抗火設(shè)計(jì)具有重要意義。

傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)的抗火設(shè)計(jì)主要采用國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線（即ISO-834）來(lái)描述結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的升溫過(guò)程。然而，對(duì)船舶艙室實(shí)際火災(zāi)溫度場(chǎng)的研究表明，船艙火災(zāi)溫度場(chǎng)受通風(fēng)、開口、火源等多種因素的影響，難以采用統(tǒng)一的溫度曲線來(lái)描述[5-8]。而且，由于火災(zāi)荷載大小、發(fā)生位置以及結(jié)構(gòu)形式不同，所以火災(zāi)條件下的結(jié)構(gòu)各部位受熱并不均勻[9]。因此，采用標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線替代結(jié)構(gòu)在火災(zāi)中的真實(shí)溫度變化并不準(zhǔn)確。為解決此問題，前人開展了火災(zāi)模擬和有限元結(jié)構(gòu)分析的耦合研究。例如，李耀莊等[10]通過(guò)火災(zāi)模擬工具（fire dynamics simulator，F(xiàn)DS）模擬火災(zāi)燃燒過(guò)程，得到了火場(chǎng)溫度隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)，并將不同時(shí)刻的溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)傳輸?shù)紸NSYS軟件中實(shí)現(xiàn)了耦合分析；Zhang等[11]開發(fā)了 FDS 模型與 ANSYS模型的映射接口（FTMI），將FDS模型的邊界條件數(shù)據(jù)傳輸?shù)紸NSYS模型的相應(yīng)位置上進(jìn)行結(jié)構(gòu)的熱-力耦合計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比； Tondini等[12]開發(fā)了火災(zāi)模擬軟件和ANSYS的耦合方法，在框架結(jié)構(gòu)受火試驗(yàn)中驗(yàn)證了方法的實(shí)用性； Siliva等[13]基于FDS和ANSYS開發(fā)了自動(dòng)化代碼，在簡(jiǎn)易的鋼板和H型鋼柱案例中驗(yàn)證了耦合方法的有效性； Lu等[14]在ANSYS中采用APDL語(yǔ)言施加熱荷載等邊界條件，解決了標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線難以應(yīng)用于大型鋼桁架空間結(jié)構(gòu)的難題。在利用火-熱-結(jié)構(gòu)耦合方法研究不同溫度荷載影響船舶艙體結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的領(lǐng)域，黃樂華[15]針對(duì)某化學(xué)品船貨艙結(jié)構(gòu)，使用有限元軟件PATRAN/NASTRAN研究了不同溫度下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化情況；張浩等[16]利用MSC/PATRAN有限元軟件模擬研究了6種不同裝載情況下瀝青船貨艙受溫度荷載影響的熱應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)全艙加載荷載比隔艙加載荷載對(duì)橫艙壁的影響更大；段進(jìn)濤等[17]針對(duì)真實(shí)火災(zāi)環(huán)境下的鋼結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)行為提出了FDS-ABAQUS熱力耦合分析方法；劉云山等[18]基于FDS和ABAQUS軟件研究了艙室頂部甲板受油池火燃燒后的甲板應(yīng)力分布，驗(yàn)證了FDS-ABAQUS耦合方法的可行性；張黎明等[19]以船體甲板為研究對(duì)象，研究了該結(jié)構(gòu)在依據(jù)EC3升溫曲線加熱荷載后的剩余極限承載力；郝軍凱等[20]在文獻(xiàn)[19]的基礎(chǔ)上研究了艙室油池火災(zāi)環(huán)境下甲板板架軸向壓縮時(shí)的剩余極限強(qiáng)度。

綜合上述研究表明：傳統(tǒng)的升溫曲線對(duì)于模擬艙室火災(zāi)具有局限性，基于火-熱-結(jié)構(gòu)耦合的方法來(lái)分析船艙失火后結(jié)構(gòu)性能變化在理論上是可行的。此外，F(xiàn)DS用于火災(zāi)模擬比較成熟，已廣泛應(yīng)用于船舶火災(zāi)數(shù)值模擬。本文研究的重點(diǎn)是與ANSYS有限元分析軟件結(jié)合，對(duì)船舶艙室進(jìn)行火-熱-結(jié)構(gòu)一體化模擬，以分析溫度荷載對(duì)整體艙室結(jié)構(gòu)的影響。

鑒此，為模擬火災(zāi)環(huán)境下船舶機(jī)艙結(jié)構(gòu)力學(xué)性能變化，本文將基于FDS模擬火災(zāi)發(fā)展過(guò)程、獲得火災(zāi)溫度場(chǎng)信息，采用ANSYS分析機(jī)艙結(jié)構(gòu)在熱環(huán)境下的力學(xué)響應(yīng)，并針對(duì)頂部開口的機(jī)艙，開展火-熱-結(jié)構(gòu)的耦合研究，分析該機(jī)艙結(jié)構(gòu)在火災(zāi)作用下的力學(xué)響應(yīng)行為和性能變化。

1 火-熱-結(jié)構(gòu)耦合數(shù)值模擬方法

船舶開口機(jī)艙結(jié)構(gòu)主要由鋼材建造，艙內(nèi)火災(zāi)產(chǎn)生的熱量將以對(duì)流和熱輻射的形式傳遞給鋼結(jié)構(gòu)，進(jìn)而導(dǎo)致機(jī)艙結(jié)構(gòu)體溫度的變化。在FDSANSYS耦合方法中，首先利用FDS模擬火災(zāi)發(fā)展過(guò)程獲得氣體溫度、入射熱通量、凈熱流密度等數(shù)據(jù)，并作為結(jié)構(gòu)體有限元分析熱方程的外邊界條件，然后將外邊界條件加載到ANSYS中進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，得到機(jī)艙火災(zāi)環(huán)境下結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)，最后利用ANSYS熱-力耦合計(jì)算，將熱分析溫度場(chǎng)作為節(jié)點(diǎn)荷載加載到結(jié)構(gòu)體，模擬機(jī)艙在火災(zāi)場(chǎng)景下的力學(xué)響應(yīng)行為。具體分析流程如圖1所示。

1.1 FDS模擬機(jī)艙火災(zāi)

圖 1 機(jī)艙火-熱-結(jié)構(gòu)耦合分析流程圖Fig.1 Flowchart of fire-heat-structure coupling analysis for the engine room

本文采用美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院（NIST）開發(fā)的FDS火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬軟件開展開口機(jī)艙內(nèi)的火災(zāi)燃燒過(guò)程研究。FDS模擬的原理是利用有限體積法在劃分的網(wǎng)格單元上對(duì)N-S方程組進(jìn)行求解[21]，主要包括建模求解模塊和結(jié)果后處理模塊。對(duì)于火災(zāi)中的煙氣擴(kuò)散和熱傳遞過(guò)程，則采用有限體積法計(jì)算，自動(dòng)生成結(jié)果數(shù)據(jù)文件，獲得熱釋放速率、煙氣溫度變化等數(shù)據(jù)[22]。

1.2 FDS-ANSYS耦合熱分析

宏觀上，燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔庀蚺撌冶诿娴膫鳠徇^(guò)程體現(xiàn)為壁面溫度上升，而實(shí)質(zhì)上是氣-固界面熱流通量的作用效果。本文提取FDS模型中內(nèi)、外壁面的熱流數(shù)據(jù)，計(jì)算出與ANSYS有限元模型中對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的熱通量，作為下一步進(jìn)行有限元分析的邊界條件。FDS模擬完成后，在計(jì)算結(jié)果中提取指定時(shí)刻壁面關(guān)鍵點(diǎn)的凈熱流密度數(shù)據(jù)，并保存至表格文件中。其中，F(xiàn)DS模擬的關(guān)鍵點(diǎn)位置和數(shù)量是基于網(wǎng)格劃分形成的，而相對(duì)于FDS模型網(wǎng)格劃分方式，ANSYS模型網(wǎng)格劃分方式更靈活，其可以實(shí)現(xiàn)自由劃分或映射劃分。由于網(wǎng)格劃分方式不同，生成單元數(shù)量和形狀不同，導(dǎo)致FDS模型中關(guān)鍵點(diǎn)與有限元節(jié)點(diǎn)的坐標(biāo)位置不能逐一對(duì)應(yīng)，所以不能直接將壁面的關(guān)鍵點(diǎn)物理參數(shù)賦值到節(jié)點(diǎn)位置上。但是，F(xiàn)DS模型中的關(guān)鍵點(diǎn)與ANSYS模型中的節(jié)點(diǎn)均有坐標(biāo)表示，故可根據(jù)坐標(biāo)數(shù)值確定二者的空間對(duì)應(yīng)關(guān)系。具體實(shí)現(xiàn)方法如下：首先，讀取節(jié)點(diǎn)的位置坐標(biāo)文件，尋找節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)在FDS模型網(wǎng)格中4個(gè)相鄰的關(guān)鍵點(diǎn)；然后，確定節(jié)點(diǎn)和其相鄰網(wǎng)格關(guān)鍵點(diǎn)的空間位置關(guān)系；最后，利用空間關(guān)系由關(guān)鍵點(diǎn)數(shù)值插值計(jì)算出目標(biāo)節(jié)點(diǎn)的數(shù)值，實(shí)現(xiàn)將FDS模型中關(guān)鍵點(diǎn)的物理參數(shù)賦值到ANSYS模型中相應(yīng)的位置節(jié)點(diǎn)上。

在實(shí)際火災(zāi)動(dòng)態(tài)燃燒過(guò)程中，通過(guò)結(jié)構(gòu)表面的熱流密度是隨時(shí)間變化的函數(shù)，每個(gè)時(shí)刻傳遞到結(jié)構(gòu)上的熱通量都不相同[22]。若以秒為時(shí)間單位計(jì)算，提取模擬過(guò)程中每秒產(chǎn)生的熱流通量數(shù)據(jù)進(jìn)行溫度數(shù)據(jù)傳輸，這將帶來(lái)極高的計(jì)算成本，降低工作效率。因此，本文將通過(guò)選取合理的時(shí)間間隔進(jìn)行時(shí)間離散，以平衡模擬精度和模擬效率。

火災(zāi)燃燒過(guò)程中，熱流密度值隨時(shí)間變化的函數(shù)與熱流密度值的關(guān)系如式（1）[17]所示：

式中：f(t)為 熱流密度值隨時(shí)間變化的函數(shù)；φ為ta～tb時(shí)間步內(nèi)傳遞到結(jié)構(gòu)表面的熱流密度值，kW/m2；ta為燃燒開始的時(shí)間，s；tb為燃燒結(jié)束的時(shí)間，s。

在ta～tb時(shí)間步內(nèi)的平均熱流密度值，由式（2）[22]計(jì)算。

式中，φ為平均熱流密度值，kW/m2。

結(jié)合式（1）和式（2），使用該時(shí)間步內(nèi)熱流密度值的平均值來(lái)近似代替該時(shí)間步內(nèi)每個(gè)時(shí)刻的真實(shí)熱流密度值。根據(jù)差分法原理，計(jì)算步越小，熱流密度取值越精確；計(jì)算步越大，熱流密度取值越粗糙。因此，根據(jù)模擬工況設(shè)置合理的時(shí)間步，對(duì)于保證求解精度、提高求解效率具有重要的意義。

FDS-ANSYS耦合熱分析的具體操作步驟如下：

1） FDS準(zhǔn)確模擬開口機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)發(fā)展過(guò)程，得到設(shè)定場(chǎng)景下火災(zāi)燃燒發(fā)展過(guò)程和通過(guò)機(jī)艙內(nèi)、外壁面的熱流密度。

2） 根據(jù)模擬工況設(shè)置合理時(shí)間步，使用FDS2ascii程序提取該時(shí)間步內(nèi)機(jī)艙內(nèi)、外壁面的有效關(guān)鍵點(diǎn)的平均動(dòng)態(tài)熱流密度數(shù)據(jù)，并轉(zhuǎn)化為.csv文件。將平均熱流密度數(shù)據(jù)作為關(guān)鍵點(diǎn)數(shù)值，結(jié)合對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)文件，計(jì)算出有限元模型節(jié)點(diǎn)上的數(shù)值。

3） 在ANSYS前處理模塊中創(chuàng)建機(jī)艙模型，定義機(jī)艙結(jié)構(gòu)的單元類型，設(shè)置熱分析材料參數(shù)。將第2）步計(jì)算得到的熱流密度數(shù)據(jù)作為邊界荷載，依次施加至模型節(jié)點(diǎn)上。當(dāng)熱分析求解完成后，則進(jìn)入結(jié)果后處理模塊，查看機(jī)艙受熱后內(nèi)、外壁面的溫度分布云圖。

1.3 ANSYS熱-結(jié)構(gòu)力學(xué)耦合分析

船舶機(jī)艙熱響應(yīng)模擬過(guò)程中存在熱-力共同作用的耦合場(chǎng)，通常采用直接法或荷載傳遞法進(jìn)行耦合分析。直接法是在前處理中提前選定包含熱分析和結(jié)構(gòu)分析的單元類型，并對(duì)求解矩陣進(jìn)行耦合計(jì)算[23-24]。荷載傳遞法包含熱分析和力分析，每次分析設(shè)置相應(yīng)的單元類型，將熱分析結(jié)果作為荷載施加到結(jié)構(gòu)分析中，以耦合兩個(gè)物理場(chǎng)對(duì)機(jī)艙熱響應(yīng)共同作用的效果。由于機(jī)艙火災(zāi)模擬的時(shí)間點(diǎn)多且荷載傳遞法容易實(shí)現(xiàn)文件的自動(dòng)輸入處理，所以本文采用了荷載傳遞法。具體步驟如下：采用ANSYS瞬態(tài)熱分析求解結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)后，保留結(jié)構(gòu)模型，卸載所有熱荷載，設(shè)定機(jī)艙結(jié)構(gòu)的材料力學(xué)參數(shù)，改變單元類型，將傳熱分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度文件以體荷載形式加載到結(jié)構(gòu)模型上進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)耦合分析，得出機(jī)艙結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變大小和位移變化等結(jié)果。圖2所示為機(jī)艙熱-結(jié)構(gòu)荷載傳遞法的流程。

圖 2 ANSYS熱-結(jié)構(gòu)耦合流程圖Fig.2 Flowchart of ANSYS thermal-structure coupling process

1.4 方法驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述FDS-ANSYS耦合傳輸溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)方法用于船舶結(jié)構(gòu)熱響應(yīng)模擬的實(shí)用性和有效性，以某船舶甲板結(jié)構(gòu)熱分析為研究實(shí)例，比較FDS模型和有限元模型的溫度場(chǎng)分布結(jié)果。

圖3所示為甲板有限元模型。其中，甲板尺寸（長(zhǎng)×寬×厚）為10 m×7 m×0.1 m，沿甲板的長(zhǎng)和寬方向分別設(shè)置2道T型加固構(gòu)件，構(gòu)件上翼緣板的截面尺寸（寬×厚）為1 m×0.1 m，腹板的截面尺寸（高×厚）為1 m×0.1 m。圖4所示為T型構(gòu)件截面。由于研究對(duì)象是結(jié)構(gòu)的熱傳導(dǎo)過(guò)程，所以未對(duì)甲板結(jié)構(gòu)設(shè)置其他約束條件。在FDS模型中模擬甲板附近的火災(zāi)，生成壁面溫度場(chǎng)分布云圖（圖5（a））。根據(jù)燃燒過(guò)程中流入甲板上的平均熱流密度數(shù)據(jù)，以50 s為時(shí)間步計(jì)算有限元模型節(jié)點(diǎn)的物理量，在ANSYS模型中模擬甲板結(jié)構(gòu)瞬態(tài)溫度場(chǎng)，生成有限元模型溫度場(chǎng)云圖（圖5（b））。

圖 3 甲板有限元模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of finite element model for a ship deck

圖 4 T型構(gòu)件截面圖Fig.4 Sectional view of T-shaped element

圖 5 甲板溫度場(chǎng)分布比較Fig.5 Comparison of temperature field distribution of deck

由圖5可見，F(xiàn)DS模型計(jì)算的溫度場(chǎng)分布與ANSYS模型計(jì)算的溫度場(chǎng)分布大體一致。FDS模擬結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)采用的是一維傳熱計(jì)算，而實(shí)際上結(jié)構(gòu)與外界的傳熱方式為三維傳熱，理論上ANSYS利用三維傳熱方式計(jì)算的結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)更符合實(shí)際溫度分布的情況。

如圖6所示，在FDS模型中設(shè)置A，B，C，D，E共5個(gè)測(cè)溫點(diǎn)，將5個(gè)測(cè)溫點(diǎn)測(cè)量值與ANSYS模型對(duì)應(yīng)位置的測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比，如表1所示。

圖 6 FDS模型測(cè)溫點(diǎn)位置分布Fig.6 Temperature measuring points in the FDS model

表 1 FDS模型和ANSYS模型測(cè)點(diǎn)溫度對(duì)比結(jié)果Table 1 Comparison of predicted temperature between FDS and ANSYS models

由表1可見，F(xiàn)DS模型和ANSYS模型各測(cè)點(diǎn)的溫度變化基本一致，溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)傳輸效果良好。其中，C點(diǎn)位置的溫度誤差最小，僅為1.8%；最大溫度誤差位置位于D點(diǎn)，為4.6%，符合一般工程計(jì)算誤差5%以內(nèi)的常規(guī)要求。以上結(jié)果表明，利用創(chuàng)建的FDS-ANSYS耦合方法傳輸溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)可以較為精確地實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算。

2 頂部開口船艙案例研究

以船舶艙室受火模型為案例，展示上述方法的應(yīng)用效果。船舶機(jī)艙內(nèi)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，存在許多水平和豎直機(jī)械，易燃物量大，發(fā)生火災(zāi)位置存在不確定性。本文為簡(jiǎn)化模擬場(chǎng)景和節(jié)省計(jì)算資源，假設(shè)火災(zāi)發(fā)生在機(jī)艙底部中央位置，建立的機(jī)艙模型尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為3 m×3 m×3.5 m，頂部開口尺寸1 m×1 m，如圖7所示。機(jī)艙壁面材料為Q345鋼，壁面厚0.1 m。設(shè)定材料密度為7 860 kg/m3，楊氏模量為2.12×105MPa，熱傳導(dǎo)系數(shù)、熱膨脹系數(shù)、比熱容和應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系等材料參數(shù)取值參考?xì)W洲規(guī)范Eurocode 3[25]，不同溫度時(shí)材料的熱工性能參數(shù)取值如表2所示，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖8所示。

圖 7 機(jī)艙模型示意圖Fig.7 Schematic diagram of the engine room model

表 2 不同溫度時(shí)機(jī)艙壁面材料熱工性能參數(shù)取值[25]Table 2 Values of wall material thermal performance parameters of the engine room at different temperatures[25]

圖 8 機(jī)艙壁面材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.8 Stress-strain curves of wall material of the engine room

此外，由于船艙結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，在部分細(xì)節(jié)位置（例如艙門連接處、艙壁加筋節(jié)點(diǎn)等）的溫度變化與力學(xué)行為變化有別于其他位置，所以會(huì)影響結(jié)構(gòu)重點(diǎn)部位的應(yīng)力分布。周波等[26]在研究中建立了典型艙段的數(shù)值模型，對(duì)開口船體結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了分析，結(jié)果表明，艙體開口對(duì)結(jié)構(gòu)整體應(yīng)力分布會(huì)產(chǎn)生影響，是影響結(jié)構(gòu)局部強(qiáng)度的重要因素。為重點(diǎn)研究開口處的溫度荷載集中時(shí)的應(yīng)力分布，削弱其他因素的干擾，同時(shí)也為簡(jiǎn)化和便于耦合分析，本文忽略了艙室結(jié)構(gòu)上的有關(guān)細(xì)節(jié)，將船艙視為材料性能均相同的整體結(jié)構(gòu)，重點(diǎn)關(guān)注溫度荷載分布不均勻區(qū)域的力學(xué)性能變化。

2.1 火災(zāi)發(fā)展過(guò)程的FDS模擬

文獻(xiàn)[27]展示的開口船艙火災(zāi)實(shí)驗(yàn)表明，頂部通風(fēng)口決定了艙室的通風(fēng)環(huán)境，是影響艙室火災(zāi)發(fā)展的主要因素。為模擬開口環(huán)境造成溫度荷載分布不均勻，繼而影響結(jié)構(gòu)體力學(xué)性能的情況，本文基于某機(jī)艙原型，在艙室模型中合理簡(jiǎn)化了機(jī)艙平臺(tái)、管道等設(shè)備，以排除其對(duì)火災(zāi)發(fā)展規(guī)律的干擾。艙室火災(zāi)多因液體泄漏遇明火引燃而發(fā)生，F(xiàn)DS數(shù)值計(jì)算中使用正庚烷作為火源燃料，模擬液體在艙底內(nèi)壁面的中心位置發(fā)生油池火自燃火災(zāi)的場(chǎng)景。其中，油池尺寸為0.2 m×0.2 m×0.05 m，正庚烷的物性參數(shù)[28]如表3所示。在油池火自燃過(guò)程中，火源的熱釋放速率隨燃料余量和氧氣濃度的變化而變化，這符合真實(shí)環(huán)境下艙室失火的火災(zāi)發(fā)展規(guī)律。《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[29]中規(guī)定：鋼結(jié)構(gòu)耐火極限為900 s。為模擬最不利的火災(zāi)場(chǎng)景，本文將模擬燃燒時(shí)間設(shè)置為1 200 s。

表 3 正庚烷物性參數(shù)[28]Table 3 Physical parameters of n-heptane[28]

本文將整個(gè)FDS模型空間劃分為40×32×32的網(wǎng)格區(qū)域，網(wǎng)格尺寸為0.1 m，符合網(wǎng)格的設(shè)置精度要求。網(wǎng)格邊界尺寸超出模型頂部壁面尺寸0.5 m，以減少邊界條件對(duì)開口處溫度分布的影響。頂部壁面和底部壁面邊界呈開放狀態(tài)以模擬空氣流入，其他邊界關(guān)閉。在底部壁面設(shè)置有尺寸為0.5 m×0.5 m的通風(fēng)口，800 s時(shí)關(guān)閉該通風(fēng)口。為更好地監(jiān)測(cè)燃燒過(guò)程中各點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，在機(jī)艙內(nèi)部靠近火源0.1 m處垂直設(shè)置有2列測(cè)溫點(diǎn)(對(duì)應(yīng)位置X=1.7 m和X=1.3 m)，如圖9（a）所示。在距離機(jī)艙頂棚0.2 m處交叉設(shè)置有2列測(cè)溫點(diǎn)（X方向和Y方向），如圖9（b）所示。機(jī)艙內(nèi)部同時(shí)設(shè)置了垂向和橫向溫度切片，以便觀察火源附近的溫度分布。

圖 9 各測(cè)溫點(diǎn)和切片位置Fig.9 Temperature measuring points and slice position

圖10所示為火源熱釋放速率（HRR）?；馂?zāi)模擬初期，艙室內(nèi)燃料和氧氣充足，熱釋放速率增長(zhǎng)迅速，約200 s時(shí)火源熱釋放速率達(dá)到最大值1 700 kW；船舶機(jī)艙結(jié)構(gòu)屬于頂部開口的特殊受限空間，劇烈燃燒消耗了大量氧氣，氧氣濃度下降導(dǎo)致熱釋放速率持續(xù)下降，500 s左右時(shí)下降到200 kW；由于燃料大量減少，800 s時(shí)熱釋放速率接近0，火源熄滅。為可視化機(jī)艙內(nèi)的溫度變化，圖11分別展示了在200，600，1 100 s時(shí)刻切片X=0.1 m上的溫度分布。

圖 10 模擬艙室火源熱釋放速率曲線Fig.10 Heat release rate of fire source for the engine room model

圖 11 不同時(shí)間切片溫度分布Fig.11 Temperature distribution of different time slices

由圖11可見，油池火燃燒開始后，火源上方溫度急劇升高，羽流迅速?gòu)幕鹪绰又另敳块_口處，高溫達(dá)到520 ℃；在燃燒中期，燃燒表面受到頂棚煙氣熱反饋以及進(jìn)入的湍動(dòng)氣流的影響而溢出油池，發(fā)生游走火燃燒現(xiàn)象，導(dǎo)致火焰偏向一側(cè)燃燒，高溫集中區(qū)域偏移；在燃燒后期，因機(jī)艙內(nèi)部受限空間內(nèi)燃燒耗氧速率大于頂部開口補(bǔ)充氧氣的速率，燃料大量被消耗，導(dǎo)致燃燒逐漸衰弱直至熄滅。

2.2 火災(zāi)場(chǎng)景下結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)分析

在ANSYS模型中建立與FDS模擬相同尺寸的開口機(jī)艙模型，設(shè)定材料物性參數(shù)。初始溫度場(chǎng)與FDS初始溫度場(chǎng)保持一致，均為常溫20 ℃。合理的時(shí)間步是影響艙室熱-力耦合精度的重要因素，為確定合理的時(shí)間步，分別以20，50，100，200 s為時(shí)間步，依次設(shè)置4種模擬工況。提取各工況下平均熱流密度值，并傳輸至ANSYS模型，以對(duì)比不同工況下數(shù)據(jù)傳遞到ANSYS模型計(jì)算艙室瞬態(tài)溫度場(chǎng)的結(jié)果差異。首先，以400 s時(shí)間歷程為例，繪制該時(shí)間區(qū)間內(nèi)上述4種模擬工況對(duì)應(yīng)的平均熱流密度的取值，如圖12所示。

圖 12 不同工況平均熱流密度值取值折線圖Fig.12 Line chart of the value of average heat flux under different conditions

由圖12可見，一般在模擬的受火模型中，受燃料和空氣充足的影響，燃燒初期溫度上升迅速，不同時(shí)間步提取的平均熱流密度值差異較大；如果火災(zāi)處于燃燒穩(wěn)定或趨于熄滅時(shí)，不同時(shí)間步提取的平均熱流密度值差異不明顯。因此，選取不同時(shí)間步的數(shù)據(jù)傳遞方式對(duì)于結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)模擬影響較大。

以工況1為例，選取時(shí)間步為20 s，按照數(shù)據(jù)傳輸方法從結(jié)果文件中提取關(guān)鍵點(diǎn)的熱流密度值，確定對(duì)應(yīng)的ANSYS模型節(jié)點(diǎn)的熱流密度值。模擬工況歷時(shí)1 200 s，荷載步個(gè)數(shù)=總模擬時(shí)間/時(shí)間步，共計(jì)60個(gè)。將熱流密度值以邊界條件形式劃分為60個(gè)荷載歩，并逐個(gè)添加至ANSYS模型的對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)上。圖13所示為節(jié)點(diǎn)熱流密度荷載加載后的機(jī)艙模型。

圖 13 開口機(jī)艙荷載加載模型Fig.13 Heat flux loading of the engine room model with opening

ANSYS瞬態(tài)熱分析完成后，得到20 s時(shí)間步模擬的機(jī)艙模型熱流密度分布，如圖14所示。由圖可見，船艙頂部開口處的高溫區(qū)域明顯集中分布。為優(yōu)化艙室熱-力耦合模擬時(shí)間步的設(shè)置，實(shí)現(xiàn)FDS計(jì)算的溫度場(chǎng)傳輸至ANSYS模型中，以圖9（b）艙室模型中的X-13測(cè)點(diǎn)為例（X=1.5 m，Y=2.9 m，Z=3.4 m），對(duì)不同時(shí)刻下艙室模型的瞬態(tài)溫度值與基于真實(shí)油池火火災(zāi)模擬溫度值進(jìn)行對(duì)比，如圖15所示。表4給出了計(jì)算的誤差結(jié)果。

對(duì)比分析表4所示的誤差可見，當(dāng)工況1在傳遞熱流密度數(shù)據(jù)模擬艙室結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)溫度場(chǎng)時(shí)，F(xiàn)DS模擬與ANSYS模擬耦合的效果最好，計(jì)算溫度數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)更接近。因此，本文在開展后續(xù)熱-結(jié)構(gòu)耦合響應(yīng)模擬時(shí)，選擇時(shí)間步為20 s。

圖 14 20 s時(shí)間步ANSYS機(jī)艙模型熱流密度云圖Fig.14 Heat flux contours of ANSYS engine room model with 20 s time step

圖 15 不同工況下模擬溫度變化圖Fig.15 Temperature graph under different conditions

表 4 不同時(shí)刻各工況溫度結(jié)果誤差表Table 4 Errors of predicted temperature under different conditions

傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)抗火研究采用 ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線模擬環(huán)境升溫規(guī)律，如圖16所示。然而，標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)各部分均勻受熱升溫。圖14展示的真實(shí)火災(zāi)模擬情況下的機(jī)艙內(nèi)、外壁面受火情況并不相同。為對(duì)比此差異，采用ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線作為火災(zāi)熱荷載加載至ANSYS機(jī)艙有限元模型進(jìn)行瞬態(tài)熱分析計(jì)算。圖17給出了模擬完成后得到的溫度場(chǎng)分布。由圖可見，機(jī)艙內(nèi)、外壁面各部分的溫度分布并無(wú)明顯差異。顯然，這與真實(shí)環(huán)境下機(jī)艙內(nèi)部受火后的溫度變化并不吻合。

2.3 開口機(jī)艙熱-結(jié)構(gòu)耦合響應(yīng)行為分析

圖 16 ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線Fig.16 ISO-834 standard fire curve

圖 17 ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線加載后機(jī)艙模型溫度場(chǎng)分布云圖Fig.17 Temperature contours for the engine room model after heating according to IS0-834 standard fire curve

以上研究中，ANSYS瞬態(tài)熱分析計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)，即節(jié)點(diǎn)的溫度荷載數(shù)據(jù)。在不改變模型尺寸和網(wǎng)格劃分方式的情況下，利用荷載傳遞方法，按照?qǐng)D2所示流程，將節(jié)點(diǎn)溫度荷載以體荷載形式加載到機(jī)艙結(jié)構(gòu)體上，進(jìn)而分析計(jì)算熱-結(jié)構(gòu)耦合響應(yīng)行為，得到等效應(yīng)力、最大主應(yīng)變等后處理結(jié)果。圖18所示為模型的Von Mises等效應(yīng)力云圖，圖19及圖20分別顯示了模型的最大主應(yīng)變?cè)茍D和等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。

Von Mises 等效應(yīng)力是根據(jù)形狀改變比能理論提出的屈服準(zhǔn)則，它表征了熱荷載結(jié)果在整個(gè)機(jī)艙模型中的變化值。根據(jù)等值大小能夠快速確定研究對(duì)象的最危險(xiǎn)部位[30]。對(duì)比圖14中溫度場(chǎng)云圖和圖18中Von Mises應(yīng)力云圖，可見在溫度最高區(qū)域的內(nèi)壁面和上壁面熱膨脹產(chǎn)生的應(yīng)力值并不是最大的，應(yīng)力最大值通常集中在溫度變化最明顯的區(qū)域，例如機(jī)艙邊緣處，應(yīng)力值為19 MPa。由于開口機(jī)艙模型不考慮其他的約束和自重，所以應(yīng)力和應(yīng)變主要來(lái)源于鋼結(jié)構(gòu)材料不均勻受熱后發(fā)生的熱膨脹。在溫度梯度變化較大的區(qū)域，發(fā)生熱膨脹的作用效果更明顯，產(chǎn)生的溫度等效應(yīng)力也更集中。另外，燃燒過(guò)程中，受火焰直接影響，機(jī)艙上壁面開口邊緣處的熱荷載較大，溫度高，且結(jié)構(gòu)邊緣和外部空氣溫度梯度很大，導(dǎo)致Von Mises應(yīng)力分布集中。因此，船舶機(jī)艙內(nèi)部受熱后結(jié)構(gòu)的外壁面邊緣和開口處邊緣部分是受力最危險(xiǎn)的區(qū)域。

圖 18 機(jī)艙模型Von Mises應(yīng)力云圖Fig.18 Von Mises stress contours for the engine room model

圖 19 機(jī)艙模型最大主應(yīng)變?cè)茍DFig.19 Maximum principal strain contours for the engine room model

圖 20 機(jī)艙模型等效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.20 Equivalent plastic strain contours for the engine room model

平面上任一點(diǎn)同時(shí)受到幾個(gè)方向的力作用時(shí)，每個(gè)方向都會(huì)產(chǎn)生一定的應(yīng)變，其中最大的力產(chǎn)生的應(yīng)變是最大主應(yīng)變，在一定程度上反映了結(jié)構(gòu)的安全性。由圖18和圖19可見，二者的最大Von Mises應(yīng)力和最大主應(yīng)變均處于機(jī)艙邊緣處，其中最大主應(yīng)變值為0.007 9%。因此，在進(jìn)行防火設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)重點(diǎn)防護(hù)該區(qū)域。等效塑性應(yīng)變能夠確定材料經(jīng)強(qiáng)化后屈服面的位置[31]。圖20顯示的機(jī)艙結(jié)構(gòu)模型中各網(wǎng)格點(diǎn)處的等效塑性應(yīng)變值均小于1，表明機(jī)艙頂部開口在火源燃燒過(guò)程中結(jié)構(gòu)的各部位未發(fā)生屈服性破壞。

為更直觀地判斷火災(zāi)燃燒對(duì)機(jī)艙結(jié)構(gòu)體形態(tài)的影響，圖21給出了持續(xù)燃燒時(shí)的結(jié)構(gòu)變形情況。由圖可見，機(jī)艙外邊緣底部未受其他荷載約束，僅受溫度荷載影響，在水平方向發(fā)生了微小變形。圖22給出了機(jī)艙結(jié)構(gòu)的各部位位移變化情況，由圖可見，在燃燒中、后期，受火焰燃燒直接影響，機(jī)艙壁面產(chǎn)生了明顯的形變，且由于內(nèi)壁面比外壁面溫度高、溫度梯度差值很大，熱膨脹量明顯高于外壁面，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)向內(nèi)壁面?zhèn)葟澢a(chǎn)生位移。綜上所述，在真實(shí)火災(zāi)模擬環(huán)境下，結(jié)構(gòu)熱響應(yīng)分析應(yīng)考慮不均勻受熱后熱膨脹產(chǎn)生的內(nèi)力導(dǎo)致結(jié)構(gòu)體力學(xué)行為的變化。需要注意的是，上述分析均考慮了火源在中心地板的位置，而隨著火源位置的改變，將可能導(dǎo)致更為差異化的結(jié)果，所以可以采用本文方法開展新的模擬分析。

圖 21 機(jī)艙結(jié)構(gòu)變形云圖Fig.21 Structure deformation contours for the engine room model

圖 22 機(jī)艙結(jié)構(gòu)位移云圖Fig.22 Structure displacement contours for the engine roommodel

將ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線模擬艙室瞬態(tài)溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)作為體荷載加載到機(jī)艙模型，研究標(biāo)準(zhǔn)曲線升溫環(huán)境下結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)變化。圖23所示為該模擬狀態(tài)生成的Von Mises 應(yīng)力云圖，圖24所示為機(jī)艙結(jié)構(gòu)位移云圖。由圖23可見，隨著溫度的持續(xù)上升，溫度應(yīng)力值也不斷變大，Von Mises最大應(yīng)力值達(dá)到13.1 MPa，且受結(jié)構(gòu)熱傳導(dǎo)影響，應(yīng)力分布較均勻。在圖24中，結(jié)構(gòu)壁面位移變化量呈等值線遞增，各壁面位移變化相同。綜上所述，相比基于FDS模擬真實(shí)火災(zāi)的溫度場(chǎng)，ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線構(gòu)造的升溫環(huán)境不能考慮結(jié)構(gòu)各部位升溫差異引起的溫度荷載不均勻和溫度梯度的情況。標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線方法僅適用于整體結(jié)構(gòu)材料高溫力學(xué)性能表現(xiàn)的一般性研究。

圖 23 IS0-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線加載后機(jī)艙Von Mises 應(yīng)力云圖Fig.23 Von Mises stress contours for the engine room model after heating according to IS0-834 standard fire curve

圖 24 IS0-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線加載后機(jī)艙位移云圖Fig.24 Displacement contours for the engine room model after heating by IS0-834 standard fire curve

2.4 開口機(jī)艙抗火承載力評(píng)估

當(dāng)結(jié)構(gòu)受溫度荷載影響失去穩(wěn)定或變形后不能繼續(xù)承載荷載時(shí)，這意味著結(jié)構(gòu)達(dá)到了抗火承載極限狀態(tài)。中國(guó)船級(jí)社《鋼質(zhì)海船入級(jí)規(guī)范》[32]中，未針對(duì)溫度荷載分布對(duì)單一開口艙室承載力評(píng)估給出明確要求。為評(píng)估艙室結(jié)構(gòu)在假定的火災(zāi)環(huán)境中是否達(dá)到抗火承載極限狀態(tài)，可參考《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[29]中對(duì)結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計(jì)及抗火承載力評(píng)估的要求。評(píng)估時(shí)，首先對(duì)溫度荷載最集中的頂部壁面構(gòu)件進(jìn)行抗火結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，然后計(jì)算最不利場(chǎng)景時(shí)構(gòu)件在理論上能夠承受的臨界溫度（本文用Td表示）。最后，若臨界溫度始終大于實(shí)際火災(zāi)發(fā)展過(guò)程中結(jié)構(gòu)的最高溫度，此時(shí)，可以認(rèn)為結(jié)構(gòu)未達(dá)到極限承載狀態(tài)。

為模擬最不利溫度荷載的作用，構(gòu)件抗火設(shè)計(jì)中假設(shè)構(gòu)件各部位隨著傳統(tǒng)升溫曲線均勻升溫。在計(jì)算結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的溫度內(nèi)力時(shí)，可以將受火構(gòu)件溫度效應(yīng)等效為結(jié)構(gòu)兩端的作用力，并作用在對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)上。溫度內(nèi)力計(jì)算如式（3）所示：

式中：N為受火構(gòu)件的溫度內(nèi)力，N； αs為材料的熱膨脹系數(shù)，取值1.49×10-5；ET為溫度 (T1+T2)/2時(shí)材料的彈性模量，取值9.27×109N/m2；A為受火構(gòu)件的截面面積，取值9 m2；T1，T2為受火構(gòu)件兩側(cè)的最高溫度，℃，構(gòu)件設(shè)計(jì)場(chǎng)景兩側(cè)均勻受溫，T1=T2， 取值781 ℃；T0為構(gòu)件環(huán)境溫度，取值為20 ℃。

將各值代入式（3）計(jì)算，可得設(shè)計(jì)構(gòu)件加載溫度荷載產(chǎn)生的溫度內(nèi)力N=8.40×105kN。

文獻(xiàn)[29]中關(guān)于構(gòu)件的臨界溫度Td與截面強(qiáng)度荷載比R有著明確的對(duì)應(yīng)關(guān)系，如表5所示。

表 5 截面強(qiáng)度荷載比和臨界溫度對(duì)應(yīng)關(guān)系[29]Table 5 Correspondence between cross-sectional strength-load ratio and critical temperature[29]

為確定臨界溫度值，需根據(jù)式(4)計(jì)算出構(gòu)件的截面強(qiáng)度荷載比：

式中：An為結(jié)構(gòu)凈截面面積，即受火構(gòu)件截面面積A減去開口部分面積，取值8 m2；f為常溫下鋼材強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，對(duì)于Q345鋼，取值215 N/mm2。將求解的溫度內(nèi)力值和各項(xiàng)取值代入式（4）中，計(jì)算得到R≈0.50。根據(jù)表5對(duì)應(yīng)關(guān)系，確定該構(gòu)件抗火設(shè)計(jì)的臨界溫度為599 ℃，臨界溫度始終大于基于FDS-ANSYS耦合方法模擬瞬態(tài)溫度場(chǎng)過(guò)程中頂部壁面受到的最高溫度。因此，評(píng)估認(rèn)為艙室結(jié)構(gòu)在本研究工況下未達(dá)到抗火承載極限狀態(tài)。

3 結(jié) 論

本文開發(fā)了基于FDS-ANSYS的頂部開口機(jī)艙在火災(zāi)情況下的熱力耦合方法，并在案例中進(jìn)行了結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)行為的數(shù)值模擬研究，分析了結(jié)構(gòu)受熱不均勻產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果，進(jìn)一步探討了重點(diǎn)區(qū)域的變形和位移，同時(shí)驗(yàn)證了FDS和ANSYS數(shù)據(jù)傳輸?shù)挠行?，為更好地?yīng)用船舶機(jī)艙防火設(shè)計(jì)提供了思路。得到的主要結(jié)論如下：

1) 在FDS模型和ANSYS模型尺寸相同、網(wǎng)格劃分不同的情況下，將熱流密度動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)傳輸?shù)紸NSYS實(shí)現(xiàn)了兩者的耦合計(jì)算，從平衡計(jì)算精度和計(jì)算成本的角度，本文根據(jù)實(shí)際模擬工況論證了合理的時(shí)間步取值為20 s。相較于在AYSYS中加載標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行溫度場(chǎng)模擬，使用ANSYS耦合FDS軟件可以更準(zhǔn)確地模擬真實(shí)火災(zāi)情況下結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)變化。

2) 通過(guò)對(duì)船舶開口機(jī)艙的火-熱-結(jié)構(gòu)耦合數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)了不均勻溫度場(chǎng)會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)材料發(fā)生熱膨脹，使得應(yīng)力主要集中在結(jié)構(gòu)邊緣區(qū)域和頂部通風(fēng)區(qū)域，而不是最高溫度區(qū)域。模擬完成后，經(jīng)過(guò)抗火驗(yàn)算得知結(jié)構(gòu)整體未發(fā)生破壞。在進(jìn)行船舶結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計(jì)、防止結(jié)構(gòu)受損時(shí)應(yīng)關(guān)注不均勻受熱對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力分布的影響，加強(qiáng)重點(diǎn)區(qū)域的防火保護(hù)。需要提及的是，在更大的火源功率情況下，結(jié)構(gòu)的熱響應(yīng)行為可能與本文結(jié)果有差異，可以采用本文中提出的研究方法開展進(jìn)一步的研究。

此外，對(duì)于不同火源位置或其他工況（例如火源近壁燃燒），需要針對(duì)具體信息及根據(jù)本文提出的研究方法開展模擬計(jì)算和進(jìn)一步分析。