張 毅，陳 瀟，陸守香

火源貼壁情況下頂部開口艙室內(nèi)煙氣溫度預(yù)測研究

張 毅，陳 瀟，陸守香

(中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國家重點實驗室，合肥 230027)

火災(zāi)現(xiàn)已成為船舶安全的主要威脅，因此以機艙為代表的頂部開口艙室火災(zāi)具有重要研究價值．但前人缺少對火源貼壁情況下艙室內(nèi)火災(zāi)煙氣溫度的相關(guān)研究．本文通過分析火源貼壁情況下艙室內(nèi)傳熱過程，構(gòu)建火源貼壁時頂部開口艙室火災(zāi)煙氣溫度預(yù)測模型，并利用數(shù)值模擬進行驗證．研究表明，貼壁火源與壁面間的熱傳導(dǎo)對于艙室內(nèi)溫度有明顯影響，考慮了火焰與壁面熱傳導(dǎo)項的艙室溫度預(yù)測模型能較為準確地預(yù)測火源貼壁時艙室內(nèi)煙氣溫度，誤差基本可以控制在30%內(nèi)．

頂部開口艙室；貼壁火源；煙氣溫度預(yù)測；數(shù)值模擬

艦船火災(zāi)現(xiàn)已成為艦船安全的主要威脅，而船舶艙室火災(zāi)多為頂部開口腔室火災(zāi)，特別是機艙火災(zāi)[1-3].頂部開口腔室中特殊的開口形式、壁面材料和可燃物種類使得腔室發(fā)生火災(zāi)時的熱量傳遞過程明顯不同于垂直開口腔室火災(zāi)．因此，在頂部開口腔室火災(zāi)的研究中，熱量的傳遞過程以及腔室內(nèi)溫度分布是研究重點之一．這有助于判斷：①艙內(nèi)人員、油類危險條件的起始；②主機、副機等動力設(shè)備和管路結(jié)構(gòu)的損傷情況；③艙室火災(zāi)的撲救策略．

前人對于頂部開口艙室火災(zāi)研究多聚焦在池火燃燒、腔室火災(zāi)發(fā)展規(guī)律[4-5]以及頂部開口流動[6-8]等方面．對于頂部開口腔室溫度分布目前已開展了一些研究工作，陳兵[9]依據(jù)“單區(qū)模型”假設(shè)以及守恒方程，建立了頂部開口腔室內(nèi)氣體溫度、氧氣濃度和壓強的預(yù)測模型．袁滿[10]發(fā)現(xiàn)腔室內(nèi)熱環(huán)境在極短時間內(nèi)可達到準穩(wěn)定狀態(tài)，此時腔室內(nèi)氣體溫度在豎直方向上近似呈線性分布．Zhang等[11]耦合開口流動流率計算模型建立了描述頂部開口腔室火災(zāi)平均溫度的關(guān)系式．

對于垂直開口腔室火災(zāi)溫度的研究，前人已經(jīng)建立了針對不同開口大小、通風(fēng)條件及火源位置的溫度預(yù)測模型．1981年，McCaffrey等[12]提出了一種預(yù)測轟燃前腔室上層氣體溫度的方法，即“MQH方法”(McCaffrey，Quintiere，and Harkleroad)．但該方法對于非穩(wěn)態(tài)轟燃前期的腔室溫度預(yù)測不準，且不能很好地解決腔室邊界為高熱導(dǎo)性熱薄材料的不適用性. Beyler[13]通過對腔室內(nèi)熱氣體與壁面的熱傳導(dǎo)微分方程求解，給出了非穩(wěn)態(tài)下密閉腔室溫度預(yù)測模型．“MQH方法”和Beyler的方法均基于普通隔熱壁面材料假設(shè)．對于高導(dǎo)熱性壁面，Peatross和Beyler[14]建議使用集總熱容法引入替代傳熱系數(shù)來分析壁面的傳熱過程．Evegren和Wickstr?m[15]基于集總熱容和雙區(qū)假設(shè)預(yù)測腔室上下層溫度的變化規(guī)律．這些研究大多基于垂直開口腔室的實驗數(shù)據(jù)來確定模型中參數(shù)，但對頂部開口腔室火災(zāi)并不適用．

對于火源位置對腔室火災(zāi)的影響，前人更多聚焦于火源行為的研究[16-19]，當(dāng)火源靠近壁面時，壁面會限制火焰對于空氣的卷吸作用，火羽流的熱量損失增加且火源會受到“熱反饋增強和氧氣受限”的共同作用．Mowrer等[20]基于“MQH方法”和羽流卷吸模型對垂直開口腔室中壁面火和墻角火情況下的腔室內(nèi)煙氣溫度進行了估算．結(jié)果表明，基于“MQH方法”得到的溫差，墻角火應(yīng)乘以系數(shù)1.7，壁面火應(yīng)乘以系數(shù)1.3．前人對于頂部開口腔室中火源位置和壁面?zhèn)鳠岬南嗷ビ绊懷芯坎⒉怀浞?，特別是貼近壁面火源的情況．因此，本文將進一步完善艙室溫度的預(yù)測模型．通過分析艙室內(nèi)傳熱途徑，重點考慮貼壁火焰與壁面的傳熱過程，構(gòu)建貼壁火源時艙室火災(zāi)煙氣溫度預(yù)測模型．利用數(shù)值模擬對不同火源位置的頂部開口艙室火災(zāi)進行數(shù)值模擬，將模型預(yù)測結(jié)果與模擬結(jié)果對比分析，以驗證模型的準確性．

1 貼壁火源艙內(nèi)溫度預(yù)測模型的構(gòu)建

(1)用于艙室內(nèi)氣體溫升的熱量

采取平均煙氣溫度升高速率來估算用于加熱艙室內(nèi)氣體的熱量：

引入理想氣體狀態(tài)方程，將式(2)改寫為

式(3)即為用于艙室內(nèi)氣體溫度升高的熱量．

(2)通過開口散失的熱量

在頂部開口艙室中，通過開口散失的熱量主要有兩部分：高溫?zé)煔鈳ё叩臒崃亢屯ㄟ^開口向外界的輻射熱流，即：

通過頂部開口高溫?zé)煔鈳ё叩臒崃咳Q于煙氣的質(zhì)量流率和煙氣溫度，這部分熱量可以表示為

通過開口向外界的輻射熱流實際上包括了來自火焰、煙氣、壁面三部分的熱量，基于假設(shè)②，將輻射熱流的計算簡化為

(3)通過壁面損失的熱量

貼壁火源情況下頂部開口艙室傳熱途徑如圖1所示．火源貼壁時，會有部分火焰貼附在壁面之上．因此通過壁面損失的熱量除對流和輻射熱損外，在壁面與火焰面接觸部分還存在以熱傳導(dǎo)方式損失的熱量．

圖1 頂部開口艙室貼壁火源位置時傳熱途徑

前人的研究中[14]，對于不銹鋼這類高熱導(dǎo)率壁面材料，分析壁面兩側(cè)的傳熱過程有

求解式(8)可以得到：

將式(9)帶入式(10)中有：

計算貼壁火源條件下通過壁面散失的熱量時，除輻射和對流熱損外，還需要考慮火焰到相鄰壁面熱傳導(dǎo)的熱量．因此，通過壁面損失的熱量可以表示為

通過上文對頂部開口艙室的各個傳熱途徑的簡化分析，基于熱平衡理論，給出如下平衡方程：

進一步將式(14)簡化，建立貼壁火源時的溫度預(yù)測模型為

2 貼壁火源位置處溫度預(yù)測模型驗證

2.1 頂部開口艙室火災(zāi)仿真

2.1.1 仿真模型設(shè)置

本研究采用由NIST開發(fā)的FDS6.7.0進行艙室火災(zāi)仿真計算．FDS在國內(nèi)外的建筑防火設(shè)計中已得到了廣泛應(yīng)用，其有效性得到了很多證明[22-23]．

本研究中頂部開口艙室尺寸為3.00m×3.00m× 1.95m，艙室頂部中心有0.60m×0.60m的開口，如圖2所示．基于實際應(yīng)用場景，選取艙室周圍壁面和頂部材料為厚0.006m和0.005m的不銹鋼板，相關(guān)熱物理參數(shù)見表1．

模擬設(shè)置了貼壁火源和中心火源兩種工況，具體位置如圖2中火源1和2所示．火源直徑為0.3m且燃料為正庚烷，火源功率基于張佳慶[19]的實驗數(shù)據(jù)并選取穩(wěn)態(tài)燃燒階段進行輸入(如圖3所示)．在艙室中心、火源中心以及艙室4個對稱中心分別設(shè)置了熱電偶樹，如圖4所示．此外在火源和頂部開口中心設(shè)置了速度切片以及質(zhì)量流量監(jiān)測點．模擬初始溫度為20℃，環(huán)境壓力為1個大氣壓，模擬時長400s.

表1 艙室材料的熱物理參數(shù)

Tab.1 Thermophysicalparameters of cabin materials

圖2 艙室模型及火源位置示意

圖3 火源熱釋放速率輸入曲線(0s≤t≤400s)

網(wǎng)格尺寸是FDS中重要的設(shè)置參數(shù)．網(wǎng)格獨立性分析表明，網(wǎng)格尺寸的經(jīng)驗值為特征火焰直徑的1/16～1/4較為合適．特征火焰直徑由式(16)給出：

2.1.2 仿真結(jié)果討論

圖5為＝120s時貼壁火源和中央火源處頂部開口艙室內(nèi)＝1.5m處溫度和流場分布情況．火源貼壁情況下，熱煙氣在浮力作用下向上流動并在頂部形成射流，同時開口處存在氣體交換行為．艙室右側(cè)存在沿壁面的環(huán)形流動．火源位于中央時，大部分熱煙氣會直接經(jīng)頂部開口流出，部分向兩側(cè)流動形成小的渦旋．

圖4 溫度測點布置示意

圖5 頂部開口艙室不同火源位置火災(zāi)溫度和流場

圖6給出了兩種火源位置下頂部開口處質(zhì)量流量．由圖可知中央火源的開口流量顯著高于貼壁位置處的火源．仿真獲得的開口質(zhì)量流量可以作為求解式(15)的輸入?yún)?shù)．在后續(xù)的研究中會利用更多的實驗數(shù)據(jù)，將頂部開口流量計算模型耦合進預(yù)測模型中，使溫度模型預(yù)測精度提升．

通過求解不同時刻所有熱電偶所測溫度的平均值可以得到艙室內(nèi)平均溫度，由于前文理論推導(dǎo)是基于“單區(qū)”模型假設(shè)，可以認為頂部開口艙室火災(zāi)煙氣溫度近似等于艙室內(nèi)平均溫度，其變化曲線如圖7所示．由圖可知，艙室內(nèi)的平均溫度呈現(xiàn)先快速上升后趨于穩(wěn)定的趨勢．貼壁火源位置處的腔室內(nèi)平均溫度顯著大于中央火源．

圖6 頂部開口質(zhì)量流量隨時間變化曲線

圖7 頂部開口艙室火災(zāi)煙氣溫度模擬結(jié)果

2.2 貼壁火焰壁面?zhèn)鳠嵊嬎?/h3>

本研究采用COMSOL 5.3.0.223對貼壁火焰壁面?zhèn)鳠徇M行仿真研究．基于Heskestad[24]和Jangi等[25]的研究結(jié)果構(gòu)建火焰面模型．構(gòu)建的艙室模型和火焰面模型如圖8所示．壁面材料為不銹鋼，物性參數(shù)見表1．根據(jù)GB/T13409—92[26]給出的甲板和艙壁外露表面的空氣換熱系數(shù)值，不銹鋼板的外壁面換熱系數(shù)取80W/(m2·K)．火焰溫度采用FDS模擬結(jié)果中從油池表面到火焰尖端火焰中心線的平均溫度f＝573K作為輸入值．

利用COMSOL軟件內(nèi)置的自由四面體網(wǎng)格對搭建模型進行網(wǎng)格劃分，通過改變最小單元尺寸和縮放比例等參數(shù)，確保網(wǎng)格滿足計算需求．網(wǎng)格單元總數(shù)為14262個，網(wǎng)格最小單元質(zhì)量為0.016．

圖8 艙室整體模型和貼壁火焰模型

火焰面與壁面法向傳導(dǎo)速率如圖9所示，由圖可知，初期火焰到艙室壁面的傳熱量高達650kW，之后逐漸降低到5kW左右．火焰面通過壁面熱傳導(dǎo)散失的平均散熱速率為6.44kW，占火源熱釋放速率的17.6%．

圖9 火焰與壁面法向傳導(dǎo)速率

2.3 艙室溫度的計算

基于前文構(gòu)建的貼壁火源位置頂部開口艙室平均溫度的預(yù)測模型(即式(15))進行迭代求解，具體步驟如下：

(1)首先利用文獻調(diào)研和數(shù)值模擬獲得的輸入?yún)?shù)，部分參數(shù)取值見表2．計算出A～G 6個方程系數(shù)．

(2)取0＝0s，0＝20℃，D＝0.8s，式(15)可簡化為

將初始值帶入式(17)和式(18)，即可得一個時間步之后的和；

(3)將步驟(2)計算出的溫度和時間作為下一次迭代的初始值，重復(fù)步驟(2)，直到＝400s，終止迭代計算．最終計算出頂部開口艙室火源貼壁時火災(zāi)煙氣平均溫度，如圖10所示，由圖可知艙室內(nèi)溫度呈現(xiàn)先增加后逐漸穩(wěn)定的趨勢．

表2 預(yù)測模型部分輸入?yún)?shù)取值

Tab.2 Part input parameter value of prediction model

圖10 頂部開口艙室火源貼壁時火災(zāi)煙氣溫度預(yù)測值

2.4 溫度結(jié)果的對比分析

圖13為前人[9,11]基于式(12)給出的溫度預(yù)測模型、貼壁火源溫度預(yù)測模型(式(15))的溫度預(yù)測結(jié)果論是前人的預(yù)測模型還是本文提出的貼壁火源溫度預(yù)測模型，其結(jié)果都能與實驗結(jié)果保持一致的變化趨勢．當(dāng)溫度逐漸穩(wěn)定后，本文模型和實驗結(jié)果的溫度和張佳慶[20]實驗結(jié)果的對比圖．從圖中可以看出，無差距保持在30℃左右，這一數(shù)值遠小于前人模型預(yù)測結(jié)果．因而可以認為在溫度預(yù)測模型的構(gòu)建中考慮火焰面-壁面熱傳導(dǎo)項可以降低溫度預(yù)測誤差．

圖11 頂部開口艙室內(nèi)火災(zāi)煙氣溫度預(yù)測值與仿真結(jié)果對比

圖12 貼壁火源溫度預(yù)測相對誤差的變化情況

圖13 頂部開口艙室內(nèi)火災(zāi)煙氣溫度不同模型預(yù)測值對比(貼壁火源)

關(guān)于預(yù)測模型和實驗存在的誤差，分析其原因可能有：①預(yù)測模型中的“單區(qū)”假設(shè)，實際上火災(zāi)前期由于煙氣尚未完全填充，艙室內(nèi)部會存在溫度梯度；②壁面?zhèn)鳠嵊嬎阒袑鹧婷婕僭O(shè)和物理模型構(gòu)建也會導(dǎo)致溫度預(yù)測產(chǎn)生誤差；③部分輸入?yún)?shù)的取值存在誤差，如內(nèi)外壁面的換熱系數(shù)．未來工作中，需要對預(yù)測模型進一步完善，并通過開展實驗獲得更加準確的輸入?yún)?shù)．

3 結(jié) 論

為探究貼壁火源與壁面?zhèn)鳠釋敳块_口艙室內(nèi)火災(zāi)煙氣溫度的影響，本文對火源貼壁情況下艙室內(nèi)傳熱過程進行了分析，重點考慮貼壁火焰與相鄰壁面的傳熱過程，并對頂部開口艙室火災(zāi)煙氣溫度進行數(shù)值模擬研究．主要研究結(jié)論有：

(1)分析了火源貼壁時頂部開口艙室內(nèi)部的主要傳熱途徑．基于能量守恒，構(gòu)建了針對貼壁火源情況下艙室內(nèi)火災(zāi)煙氣平均溫度預(yù)測模型．

(2)對于貼壁火源，在溫度預(yù)測模型的構(gòu)建中增加火焰面到艙壁的熱傳導(dǎo)這部分熱量，可以較為準確地預(yù)測艙室內(nèi)煙氣溫度．模型預(yù)測結(jié)果與模擬結(jié)果的相對誤差基本可以控制在30%內(nèi)，與前人的實驗結(jié)果相比最大溫差在30℃左右．

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Wall Fire Smoke Temperature Prediction in the Compartment with Horizontal Opening

Zhang Yi，Chen Xiao，Lu Shouxiang

(State Key Laboratory of Fire Science，University of Science and Technology of China，Hefei 230027，China)

Fire has become a major threat to the safety of ships，therefore，the fire in the compartment with horizontal opening represented by engine room is of great research value. However，there is a lack of relevant research on the heat transfer in the compartment and the average smoke temperature under the condition of wall fire source. In this work，the heat transfer process of wall fire in the compartment was analyzed. The wall fire induced smoke temperature prediction model inside the compartment with horizontal opening was established and verified with the numerical simulation results. Results showed that the heat conduction between the fire source and the wall had a significant effect on the smoke temperature inside the compartment. The smoke temperature prediction model considering the heat conduction between the flame and the wall could accurately predict the wall fire smoke temperature in the compartment，with the error basically controlled within 30%.

compartment with horizontal opening；wall fire；smoke temperature prediction；numerical simulation

TK11

A

1006-8740(2023)03-0287-08

10.11715/rskxjs.R202305006

2022-03-20．

國家自然科學(xué)基金資助項目(51704268)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金資助項目(WK2320000048).

張 毅(1999— )，男，碩士，plkdzhang@mail.ustc.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

陳 瀟，女，博士，副研究員，summercx@ustc.edu.cn.

(責(zé)任編輯：隋韶穎)