排煙朝向對密閉機艙火災時風機流量壓力特征及排煙效果影響的計算模擬

吳廉巍1，謝承利，周炫

(1.海裝駐武漢地區第二軍事代表室,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]；對船舶火災進行數值模擬，用CFD-ACE+模擬煙霧在船上空間的傳播過程，發現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生的煙霧的傳播過程，模擬煙霧的傳播的結果與實驗結果一致[6]；用FDS預測多層結構機艙內火災發展過程，發現用多層結構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]；基于低馬赫數熱驅動流動模型用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展過程中溫度、氧氣濃度等參數的變化情況[9]；用數值模擬方法研究風機機艙發生火災后的熱流場特性規律，建立適用于風機機艙火災計算的數學物理模型[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展規律[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系統來模擬防排煙系統，開展更為接近真實火災過程的數值模擬分析。國外已有大量的實驗和模擬驗證HVAC系統的可靠性，例如，Hostikka等[12-15]曾用FDS+HVAC預測密閉空間內火災產生的溫度壓力和氣體濃度等，實驗結果與模擬結果曲線均擬合較好。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據對FDS+HVAC進行了驗證，充分體現了FDS+HVAC系統求解器的可靠性。

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，整體結構見圖1。

圖1 機艙結構示意

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，其熱物理性質見表1。

表1 標準鋼的熱物理性質

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

圖2 機艙防排煙系統示意

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，引發的火災中最為常見是油池火災，據挪威船級社統計數據，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情況下為6～10 MW[18-19]。考慮機艙火災的排煙效果，根據柴油的性能指標，確定火源參數見表3。

表3 油池參數

火源熱釋放速率的增長速率按照t2火的增長規律。

Q=αt2

(1)

式中：α是火災增長系數。

根據α的不同，t2火又分為了慢速型、中速型、快速型、和超快速型。

根據實驗結果，柴油池火在火災增長過程中，時間平方系數與超快速火的增長系數大致相當，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，根據實際火災場景設置運行時間為600 s。

數值模擬中火災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生燃油泄漏并引發火災。為了簡化模型，通過大量的事故案例和調研分析[20-22]，確定了一處機艙火災易發區域，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 網格獨立性驗證

在FDS中，主要采用D*來判斷網格的質量，表達式如下。

(2)

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

圖5 網格獨立性計算模型

選取前400 s的計算數據來進行網格獨立性驗證。因為測點B距離艙門較近，具有代表性，因此以測點B處數據來進行網格獨立性分析。模擬結果見圖6。

圖6 不同網絡尺寸測點B網格獨立性分析

從圖6a)可以看出，0.1 m和0.2 m網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網格尺寸煙氣層高度曲線則與0.1 m網格尺寸差距較大，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網格尺寸結果曲線明顯位于0.1 m和0.2 m網格尺寸上方，0.1 m和0.2 m的網格尺寸相互重合，更為接近。

從圖6d)可以看出，3種網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格尺寸。從4種數據的模擬結果可以確定，0.2 m的網格已經滿足模擬精度。考慮到計算機的計算能力和模擬時長，最終選取0.2 m網格尺寸作為計算尺寸。

2 結果分析

2.1 風機流量壓力特征結果分析

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，排風風機管道節點壓力差初始約為950 Pa，之后200 s內不斷下降直到穩定在800 Pa左右。而管道節點壓力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，上游壓力對應節點壓力，上游節點壓力和艙室壓力密切相關。而由于艙室壓力一開始呈現極低的負壓約為-1 000 Pa，之后200 s內不斷上升直到穩定在-800 Pa左右。艙室壓力的上升會導致管道節點壓差下降，如圖7b)前200 s所示，之后隨著艙室壓力穩定在-800 Pa左右，導致管道節點壓力穩定在800 Pa左右。

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

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，補風風機管道節點壓力差初始約為-800 Pa；之后，200 s內不斷上升直到穩定在-600 Pa左右。同樣管道節點壓力是通過計算得出，其中補風管道的下游壓力對應節點壓力，上游壓力對應環境壓力，環境壓力保持恒定，而下游節點壓力和艙室壓力密切相關。艙室壓力一開始呈現極低的負壓約為-1 000 Pa，之后，200 s內不斷上升直到穩定在-800 Pa左右。艙室壓力的上升會導致管道節點壓差下降，如圖8b)中的200 s；之后，隨著艙室壓力穩定在約-800 Pa，導致管道節點壓力穩定在約-600 Pa，此處艙室壓力與管道節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點壓力略高于側吸，使得頂吸的補風風機的體積流量低于側吸。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果見圖9、10。

圖9 煙氣層高度模擬結果

圖10 能見度模擬結果

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左右達到穩態。穩態時，測點B與測點D處煙氣層高度與能見度數據較接近，說明整個機艙空間的煙氣層界面相對穩定。縱觀整個曲線圖，頂吸的煙氣層高度和能見度高于側吸，造成這種現象的主要原因是頂吸排煙管總體積流量高于側吸。可見，頂吸的排煙效果要優于側吸。

2.3 艙室溫度結果分析

從圖11可以明顯看出，不同的排煙朝向對艙室溫度影響較大。B、D位置的測點，前200 s，頂吸和側吸的溫度均呈上升趨勢，200 s后，溫度趨于穩態，頂部排煙的溫度低于側部排煙溫度約為50～80 ℃。

圖11 艙室溫度模擬結果

結合圖9可以看出，頂吸的排煙效果優于側吸，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吸更薄，導致6 m處頂吸熱電偶測點溫度低于側吸。

2.4 CO體積濃度結果分析

CO體積濃度結果見圖12。

圖12 CO體積濃度模擬結果

在200 s之后，CO體積濃度達到穩態，這也與此前各項數據的趨勢基本一致，原因是當火源功率達到穩態的6 MW時，排煙補風也達到了穩定狀態，從而導致各項數據趨于穩定。從圖12可以看出，側吸排煙的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 結論

1)通過分析排風風機和補風風機流量壓力的特征，發現排煙和補風系統內的壓力和流量是一組隨排煙朝向變化的動態變化量，與火源的燃燒狀態也有關系。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，提高系統可靠度，消除系統風險。

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

3)通過對比頂吸和側吸兩種排煙朝向的煙氣層高度、能見度、CO體積濃度及溫度，發現達到穩態時，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。相較于側吸，頂吸的排煙效果更優。