袁书生，王允良，赵元立，褚 政

( 海军航空工程学院，山东 烟台264001)

0 引 言

现代舰船携带有大量的燃油，舰船受到外部攻击或事故的影响，常常引发油池火灾。燃油燃烧热较高，在舰船封闭条件下，短时间内会释放出大量高温、有毒气体，引起舱内大火蔓延，危及安全。高温燃气对舰艇甲板和墙壁产生强烈的热作用，会通过辐射方式引燃临近舱室内的易燃物质，形成非接触火蔓延，对舰上装备、设备和人员具有较大的危害。燃油燃烧引发的火灾过程比较复杂，危险性高，目前对舰船上此类火灾研究公开报告的不多，且一般采用试验研究和区域模拟。

Peatross 对自然和强制通风条件下模型舱室内柴油燃烧的火灾过程进行了试验研究和测量［1］。Yunyong 在对充分发展的受限空间火灾过程进行了试验与理论研究时，不仅对不同通风条件下的庚烷池火进行了测量［2］，还发展了一个用于数值模拟的单区模型。Wakatsuki 利用试验对甲醇池火中燃料的吸收和辐射热传递影响进行了研究和测量［3］。Reneke 则对文献［1］的模型舱室内柴油燃烧的火灾试验过程采用基于双区模型的CFAST 软件进行区域模拟［4］。

湍流大涡模拟方法(LES)近年来在受限空间火灾研究的应用渐多。对于以油池为火源的舰艇火灾，数值模拟的关键是对液体燃料燃烧行为与燃烧产物组成及性质进行合理准确的描述。本文针对油液燃烧特点，对强制送风条件下舰船舱室内以油池为火源的烟气运动及空间火蔓延与油液蒸发相互作用进行了大涡数值模拟，将模拟结果与试验数据进行了对比，并对舰艇油池火灾的特点进行了分析。

1 控制方程

将描述室内空间火蔓延与烟气运动的低马赫数下受浮力作用的湍流瞬时控制方程组，应用盒式滤波器作Favre 滤波运算，可得下述控制方程组:

其中τ，q 和Js分别为亚格子湍流应力、热流通量和质量流通量，分别采用Smagorinsky 模型［5］和涡扩散模型进行模拟。湍流燃烧采用考虑CO 生成与氧化的两步反应、多混合物分数模型［6］模拟，辐射传热采用有限体积法［7］模拟。

假设液体燃料表面蒸发成为同组分的气态燃料，在空间与空气中的氧气混合燃烧。采用两步反应模拟的燃料-氧气燃烧过程［6，8］:

式中:M 为碳、氢、氮以外元素组成的物质;S 为炭黑。

假设液体燃料表面温度达到其沸点时，燃料蒸汽的体积分数符合Clausius-Clapeyron 关系式［9］

式中:hv为液体燃料的蒸发潜热;Wf为燃料的分子量;Ts为液体燃料表面温度;Tb为液体燃料的沸点。

为了简化，计算液体燃料温度时，将池内的液体视为厚壁固体，仅仅考虑着火表面法向导热，不考虑液体内部对流换热，采用一维双通量模型计算环境向液体内部的热辐射［8］。

2 计算模型与工况

选取与文献［1］试验相同的条件，对图1所示模拟房间内的液体燃料燃烧产物运动及与环境的换热进行大涡数值模拟。

舱室中心对称线上水平放置的一直径为0.84 m的柴油盆作为火源，深度为0.019 m，油盆下表面距离地板0.3 m。实验时为点火方便，在油盆内添加350 mL 汽油，采用气体点火器引燃。计算时，将油盆折合成等表面积的正方形油池，给油面蒸发率赋一初值为5 ×10-4Wfp0/(RTa)kg/s·m2，来模拟油盆的起火过程［9］。

图1 模拟房间示意图Fig.1 Schematic of a fire compartment

在各坐标方向上均采用均匀网格划分，空间网格数为80 ×80 ×72。计算的总时间取为800 s，时间步长由满足数值稳定性要求的CFL 数确定。

采用火灾动力学模拟软件FDS5.5 计算［10］。对墙壁、地板与顶棚均采用厚壁假设。钢板表面辐射发射系数取为0.82。试验用液体燃料为重柴油，化 学 成 分 为C10H19［1］，柴 油 的 燃 烧 热 为41.78 MJ/kg［11］，蒸发潜热为0.23 MJ/kg［11］，密度为880 kg/m3［11］，沸点为400℃［11］。柴油表面的辐射发射系数为1.0，柴油内部辐射吸收系数为10.0。柴油燃烧转换为炭黑的质量分数为5.0%，供氧充足时柴油燃烧生成CO 的质量分数为2.0%。环境温度为25℃，柴油初温为20℃，房间内初始气温为35℃，顶棚内壁温度为40℃，侧墙与地板内壁温度为35℃，房间所有外壁温度与环境温度相同。

3 结果与讨论

图2 给出室内火灾释热率随时间变化的计算结果及其与试验的对比。可以看出，结果与试验相符合。同普通固体火源火灾相比，室内油池火灾发展快得多，仅仅约100 s 时间，释热率就达到了最大值的50%以上。在火灾初期，对释热率的预测较试验偏低，可能是对柴油采用了单一物性参数的原因。实际柴油是多组分物质，燃烧初期应该是小分子组分先热解出来，热解速率会明显比残留的大分子组分快得多。

图2 室内火灾释热率随时间变化计算结果与试验的对比Fig.2 Comparison of calculated evolution of the heat release rate with measured data

图3 给出舱室内不同测量位置处烟气温度随时间变化的计算结果及其与试验的对比，结果与试验相符合。可以看出，与室内火灾释热率变化一致，室内烟气温度随时间先快速升高并达到峰值，然后在一段时间内趋于平缓。比较起来，在较低位置处对烟气温度的预测精度较高;而在顶棚附近，预测与试验结果仍有一些偏差。

图4 给出舱室出口烟气质量流量随时间变化的结果及其与试验的比较及中心线上烟气速度分布，计算值与试验值基本符合。结果表明:在发生火灾的全部时间内，由于排烟口面积小，在强制送风条件下，尽管位置低，但整个排烟口没有出现空气卷入现象，而且出烟速度很大。由图4(a)还可以看出，火灾经历了一段较为稳定的过渡期后，室内的燃烧极为不稳定，导致排烟量脉动变化非常明显，图4(b)和图4(c)给出的2 个不同时间下排烟出口的最大流速相差将近5 m/s。

图3 舱室不同测量位置处烟气温度随时间变化的计算结果与试验对比Fig.3 Comparison of calculated evolution of the smoke temperature at measured positions with test data

图4 舱室出口烟气质量流率随时间变化计算结果与试验的对比及中心线上烟气速度分布Fig.4 Comparison of calculated evolution of the smoke mass flux at the door with test data and velocity distribution of the center line of door at different time

图5 给出了舱室顶棚和侧墙测量位置处壁面温度随时间变化的计算结果及其与试验的比较。可以看出，结果与试验符合。两处壁面温度均随时间先逐渐上升，而后逐渐趋于平缓。顶棚处温度预测值比试验值偏高，这是由于上层烟气温度预测值偏高所致。对侧墙壁温预测在火灾初期较试验偏低，是由于该期间对火灾释热率的预测较试验偏低，经过一段时间的延时，释热率的预测与试验非常符合后，侧墙壁温预测值逐渐趋近试验值。

图6 给出了舱室内某处2 个不同高度上O2浓度随时间变化的计算结果与试验的比较，结果与试验符合。比较而言，上部烟气中氧气浓度略低于下部，但差别不大。

图7 给出了舱室内某处CO2和CO 浓度随时间变化的计算结果与试验结果的对比，CO2浓度计算与试验基本符合;CO 浓度计算与试验变化趋势符合，但预测值低于实测值3 倍，不过与前人的预测相比，精度有较大的改善。与试验符合。与室内烟气温度变化相一致，地面热流密度随时间先渐渐上升，达到峰值后逐渐趋于平缓，但到达峰值的时间的预测值均比试验的要长。这应该与对释热率的预测存在偏差有关。

图7 室内测量位置处CO2和CO 体积分数随时间变化计算结果与试验的对比Fig.7 Comparison of calculated evolution of CO2and CO concentration at the measured positions with test data

图8 给出舱室地面测量位置热流密度随时间变化的计算结果及其与试验的比较。可以看出，计算

图8 室内地面侧量位置处热流密度随时间变化计算结果与试验的对比Fig.8 Comparison of calculated evolution of the heat flux at the floor measured positions with test data

为了研究强制送风对舱室内油池火火灾的影响，图9 给出了舱室内2 个不同截面、不同时间烟气温度分布的结果，图9(a)和图9(c)为排烟口中心线所处的几何中心截面，图9(b)和图9(d)为进风口中心线所处的与前述中心截面平行的垂直截面。由图可见，在中心截面和进风口所处的截面上，温度分布不再呈现自然通风良好时的室内烟气分层结构，室内上下区域温度都较高，随着火蔓延时间增加，上下区域温度差在减小。从图9(a)和图9(c)可以看出，火焰偏向远离排烟口的一侧，在t=300 s 时，火焰偏斜不大，到t=350 s 时，火焰发生了较大偏斜;图9(b)和图9(d)则说明上述火焰偏斜实际上是偏向了送风口附近，在t=300 s时，火焰距离顶棚很近，到t=350 s 时，火焰发生了向下的移动。

为了进一步说明强制送风对舱室内油池火燃烧的影响，图10 给出了舱室内2 个不同截面、不同时间氧气体积分数分布的计算结果，图10(a)和图10(c)是排烟口中心线所处的几何中心截面，图10(b)和图10(d)是进风口中心线所处的与前述中心截面平行的垂直截面。可以看出，由于送风量不大和排烟口较小，整个室内氧气浓度均偏低，分布基本接近，除了进风口附近外，其他区域氧气体积分数为14% ～17%，不过仍呈现出室内上部区域氧气浓度低、下部区域的氧气浓度高的结构。结合图9 和图10 可以发现，室内火灾发生火焰偏斜，主要是室内氧气浓度较低，且分布不对称(集中强制送风引起的)所致，即火焰实际上在偏斜向了氧气浓度较高的区域。结果还表明，在t=300 s 时室内氧气浓度要高于t=350 s 的，说明此工况下氧气的供应低于其消耗速度，同时也说明了为什么图9(a)中的高温区比图9(b)中的位置低的原因，即室内氧气浓度下降到一定程度后，氧气浓度分布趋于更不均匀，上层区域氧气浓度偏低，已不能满足燃烧完全发生，只有在进风通道附近区域氧气明显高，可以满足燃烧过程的完成。

图9 t=300 s 和t=350 s 时室内不同垂直截面温度分布的计算结果(单位:℃)Fig.9 Calculated distributions of the smoke temperature on two vertical plane of the compartment when t=300 s and t=350 s (unit:℃)

图10 t=300 s 和t=350 s 时舱室内不同垂直截面O2体积分数分布的计算结果Fig.10 Calculated distributions of O2volumetric fraction on two vertical plane of the compartment when t=300 s and t=350 s

4 结 语

基于液体燃料蒸发动力学模型和多混合物燃烧模型，对强制送风的舰船舱室内以燃油为可燃物的火灾蔓延与烟气运动进行大涡模拟，可以得出以下结论:

1)计算所得火灾释热率、室内烟气温度、墙壁温度与烟气主要组分浓度随时间的变化与试验相符。

2)对舱室内CO 浓度的预测有了很大改善。

3)舱室排烟口较小时，强制送风条件下，即使排烟口位置很低，此处也不会出现空气卷吸。

4)舱室排烟不畅和送风不足时，强制送风使得送风口附近氧气浓度明显比其他区域高，火焰偏向送风口，此处附近顶棚和侧墙的壁面温度比其他位置要高。

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