吴廉巍1，谢承利，周炫

(1.海装驻武汉地区第二军事代表室,武汉 430064；2.中国舰船研究设计中心，武汉 430064)

船舶机舱密闭性好，一旦发生火灾，烟气会很难排出，而且火灾中85%以上的死亡都与烟气有关[1-2]。相关的研究有用CFDRC软件模拟研究船舶机舱的几何尺寸对烟气运动的影响[3-4]；对船舶火灾进行数值模拟，用CFD-ACE+模拟烟雾在船上空间的传播过程，发现相邻空间的极端温度对传播的影响很小[5]；用计算流体动力学程序模拟具有逆流空气供应的火灾产生的烟雾的传播过程，模拟烟雾的传播的结果与实验结果一致[6]；用FDS预测多层结构机舱内火灾发展过程，发现用多层结构的船舶机舱代替单个舱室，可以提高燃烧强度、顶棚射流的形成和热流场的输送速度[7]；基于低马赫数热驱动流动模型用Fire Dynamics Simulator(FDS)研究不同顶部开口尺寸对船舶机舱火灾特性的影响[8]；使用FDS软件研究船舶机舱火灾发展过程中温度、氧气浓度等参数的变化情况[9]；用数值模拟方法研究风机机舱发生火灾后的热流场特性规律，建立适用于风机机舱火灾计算的数学物理模型[10]；用Pyrosim建模对船舶机舱火灾进行仿真模拟，研究机舱火灾的科学发展规律[11]。

然而，在真实船舶火灾过程中，机舱密闭条件下排烟和补风量可能不完全匹配，加上火风压、排烟口朝向等因素的影响，导致排烟量与设计预期不符，从而影响排烟效果。为此，考虑采用FDS+HVAC系统来模拟防排烟系统，开展更为接近真实火灾过程的数值模拟分析。国外已有大量的实验和模拟验证HVAC系统的可靠性，例如，Hostikka等[12-15]曾用FDS+HVAC预测密闭空间内火灾产生的温度压力和气体浓度等，实验结果与模拟结果曲线均拟合较好。FDS验证使用了来自PRISME项目和Lawrence Livermore国家实验室(LLNL)密闭腔室实验的实验数据对FDS+HVAC进行了验证，充分体现了FDS+HVAC系统求解器的可靠性。

1 仿真模型

1.1 模型介绍

参照某大尺度机舱原型进行合理简化，建立相应的计算仿真模型。机舱主要由平台、设备、风机、补/排风口组成，整体结构见图1。

图1 机舱结构示意

机舱舱室整体尺寸为28 m×22 m×7.6 m(长×宽×高)。舱室在高2.4 m和4.7 m处设置两层格栅，分成三个平台，从上到下依次为二格栅平台、一格栅平台和铺板层平台。二格栅平台处设置了两个舱门，尺寸均为0.75 m×1.85 m。设备分布在每层平台上，由于设备对烟气蔓延有一定的影响作用，为了简化计算，将其在FDS中用矩形块代替。机舱中设有2个送风风机(型号为JCLH1100-XN)和3个排风风机(型号为JCZH1100-XN)，其主要作用是往舱室送风和排风。对应的补风口尺寸为1 m×2 m，设在铺板层的顶部，排风口尺寸为2 m×2 m，位于二格栅平台。排风管道和补风管道的沿程阻力摩擦系数均为0.15。同时机舱的墙壁和设备材料均采用标准钢，其热物理性质见表1。

表1 标准钢的热物理性质

初始环境温度为20 ℃。对于机舱的防排烟系统则用FDS中的HVAC系统进行简化，将多个管道简化成一个具有等效损失系数的单一管道，并通过通风口(排烟口、补风口)连接到FDS计算区域内。选用顶吸和侧吸两种排烟朝向见图2。

图2 机舱防排烟系统示意

1.2 机舱火灾场景设置

1.2.1 火源类型

船舶机舱中分布各种油液管路，引发的火灾中最为常见是油池火灾，据挪威船级社统计数据，机舱火灾事故中的56%是由燃油所引起，机舱中的燃料一般采用的是柴油[16]。因此选取柴油池火来模拟船舶机舱火灾。但是因为柴油是混合物，为简化计算，在FDS模拟中以正12烷(C12H26)来代替柴油燃烧火，正12烷的性能指标见表2。

表2 正12烷的性能指标[17]

1.2.2 火源热释放速率

已有研究表明，机舱火灾的火源功率大多数情况下为6～10 MW[18-19]。考虑机舱火灾的排烟效果，根据柴油的性能指标，确定火源参数见表3。

表3 油池参数

火源热释放速率的增长速率按照t2火的增长规律。

Q=αt2

(1)

式中：α是火灾增长系数。

根据α的不同，t2火又分为了慢速型、中速型、快速型、和超快速型。

根据实验结果，柴油池火在火灾增长过程中，时间平方系数与超快速火的增长系数大致相当，模拟选择超快速型t2火作为火灾增长方式，得到火源功率达到6 MW的时间为179 s。

设置的燃料高度为0.2 m，考虑初期火灾烟气控制，为方便人员疏散和救火需求，根据实际火灾场景设置运行时间为600 s。

数值模拟中火灾HRR曲线见图3。

图3 火灾HRR曲线

1.2.3 火源及测点位置

在实际船舶机舱火灾场景中，燃油泄漏的位置存在不确定性。理论上机舱中的任何位置都有可能发生燃油泄漏并引发火灾。为了简化模型，通过大量的事故案例和调研分析[20-22]，确定了一处机舱火灾易发区域，见图4。并在机舱A、B、C、D高6 m处设置测点，测量压力、温度、能见度、CO体积浓度、烟气层高度等指标。

图4 火源及测点位置布置

1.3 网格独立性验证

在FDS中，主要采用D*来判断网格的质量，表达式如下。

(2)

在6 MW的火源功率下，网格的尺寸满足D*/δx=10时，一般可认为FDS的模拟结果是可靠的。根据此标准，网格尺寸δx的范围在0.2 m左右。为了充分验证0.2 m网格尺寸的独立性。针对顶吸排烟朝向的火灾场景设置3种网格尺寸进行网格独立性分析，网格尺寸分别为0.1、0.2和0.4 m。模拟得到的输出结果包括烟气层高度、能见度、CO体积浓度、排烟管道的总体积流量等数据，并进行了对比分析来验证网格独立性。模拟场景见图5。

图5 网格独立性计算模型

选取前400 s的计算数据来进行网格独立性验证。因为测点B距离舱门较近，具有代表性，因此以测点B处数据来进行网格独立性分析。模拟结果见图6。

图6 不同网络尺寸测点B网格独立性分析

从图6a)可以看出，0.1 m和0.2 m网格尺寸的烟气层高度曲线差距较小，相对误差小于5%，而0.4 m网格尺寸烟气层高度曲线则与0.1 m网格尺寸差距较大，相对误差大于10%。

从图6b)可以看出，0.1 m和0.2 m网格尺寸的能见度曲线波动均较大，但两者整体趋势基本一致。

从图6c)可以看出，0.4 m网格尺寸结果曲线明显位于0.1 m和0.2 m网格尺寸上方，0.1 m和0.2 m的网格尺寸相互重合，更为接近。

从图6d)可以看出，3种网格尺寸的排烟管总体积流量曲线基本重合，但是在200 s处，0.4 m的排烟管总体积流量明显高于另外两种网格尺寸。从4种数据的模拟结果可以确定，0.2 m的网格已经满足模拟精度。考虑到计算机的计算能力和模拟时长，最终选取0.2 m网格尺寸作为计算尺寸。

2 结果分析

2.1 风机流量压力特征结果分析

排风风机的流量压力特征见图7。

图7 排风风机流量压力特征曲线

从图7b)可以看出，排风风机管道节点压力差初始约为950 Pa，之后200 s内不断下降直到稳定在800 Pa左右。而管道节点压力Δp是通过p下游-p上游计算得出，其中排风管道的下游压力对应大气压力，而大气压力保持恒定，上游压力对应节点压力，上游节点压力和舱室压力密切相关。而由于舱室压力一开始呈现极低的负压约为-1 000 Pa，之后200 s内不断上升直到稳定在-800 Pa左右。舱室压力的上升会导致管道节点压差下降，如图7b)前200 s所示，之后随着舱室压力稳定在-800 Pa左右，导致管道节点压力稳定在800 Pa左右。

从图7可以看出，顶吸的排风风机管道节点压力低于侧吸，使得顶吸的排风风机的体积流量高于侧吸，这和排风风机压力流量曲线趋势相符合，在管道节点压力变小时，风机体积流量会增大。在火源增长期，排风风机管道节点压力会不断减小，直到200 s之后达到稳定状态。

补风风机的流量压力特征见图8。

图8 补风风机流量压力特征

从图8b)可以看出，补风风机管道节点压力差初始约为-800 Pa；之后，200 s内不断上升直到稳定在-600 Pa左右。同样管道节点压力是通过计算得出，其中补风管道的下游压力对应节点压力，上游压力对应环境压力，环境压力保持恒定，而下游节点压力和舱室压力密切相关。舱室压力一开始呈现极低的负压约为-1 000 Pa，之后，200 s内不断上升直到稳定在-800 Pa左右。舱室压力的上升会导致管道节点压差下降，如图8b)中的200 s；之后，随着舱室压力稳定在约-800 Pa，导致管道节点压力稳定在约-600 Pa，此处舱室压力与管道节点压力之差是由补风管道阻力损耗所造成的。

从图8可以看出，顶吸的补风风机管道节点压力略高于侧吸，使得顶吸的补风风机的体积流量低于侧吸。这和补风风机压力流量曲线趋势相符合。

2.2 烟气层高度及能见度结果分析

排烟效果的好坏可以从烟气层高度和能见度直观反映出来，列举舱门和角落共两处典型的烟气层高度和能见度的模拟结果见图9、10。

图9 烟气层高度模拟结果

图10 能见度模拟结果

从图9和图10中可以看出，相应位置的烟气层高度和能见度曲线整体趋势基本一致，在200 s左右达到稳态。稳态时，测点B与测点D处烟气层高度与能见度数据较接近，说明整个机舱空间的烟气层界面相对稳定。纵观整个曲线图，顶吸的烟气层高度和能见度高于侧吸，造成这种现象的主要原因是顶吸排烟管总体积流量高于侧吸。可见，顶吸的排烟效果要优于侧吸。

2.3 舱室温度结果分析

从图11可以明显看出，不同的排烟朝向对舱室温度影响较大。B、D位置的测点，前200 s，顶吸和侧吸的温度均呈上升趋势，200 s后，温度趋于稳态，顶部排烟的温度低于侧部排烟温度约为50～80 ℃。

图11 舱室温度模拟结果

结合图9可以看出，顶吸的排烟效果优于侧吸，导致更多的热烟气被顶部排烟口所排出，因此，顶吸的烟气层厚度相比侧吸更薄，导致6 m处顶吸热电偶测点温度低于侧吸。

2.4 CO体积浓度结果分析

CO体积浓度结果见图12。

图12 CO体积浓度模拟结果

在200 s之后，CO体积浓度达到稳态，这也与此前各项数据的趋势基本一致，原因是当火源功率达到稳态的6 MW时，排烟补风也达到了稳定状态，从而导致各项数据趋于稳定。从图12可以看出，侧吸排烟的CO体积浓度远高于顶吸，为两倍以上。说明顶吸有利于排出更多的CO等有毒气体。

3 结论

1)通过分析排风风机和补风风机流量压力的特征，发现排烟和补风系统内的压力和流量是一组随排烟朝向变化的动态变化量，与火源的燃烧状态也有关系。因此，单一的处方式设计难以满足实际火灾工况的要求，需有针对性的开展专项消防设计，提高系统可靠度，消除系统风险。

2)通过FDS+HVAC系统模拟机舱防排烟系统，分析风机的流量压力实时特征变化，发现风机压力和流量的变化趋势符合各自风机的特征曲线，风机管道节点压力差与环境及舱室压力密切相关。

3)通过对比顶吸和侧吸两种排烟朝向的烟气层高度、能见度、CO体积浓度及温度，发现达到稳态时，顶吸的烟气层高度较高、能见度较大、温度较低和CO体积浓度较少。相较于侧吸，顶吸的排烟效果更优。