环境风作用下船舶甲板庚烷油池火下游气体温度分布特性

毛少华,郝文杰,王 锴,李 博*,刘石山,彭玉辉

(1.中国地质大学(武汉)工程学院,湖北 武汉 430074;2.中国舰船研究设计中心,湖北 武汉 430064)

火灾是影响船舶安全的一个重要因素。例如:2018年3月,“Maersk Honam”号货船甲板突发火灾,因甲板上存放着大量货物,海风加快了火灾的蔓延,导致5名船员在事故中死亡;2019年12月,“库兹涅佐夫上将”号船舶在摩尔曼斯克码头维修时甲板起火燃烧,翌日甲板上的大火才被扑灭,事故共造成2人死亡、19人受伤。由此可以发现船舶甲板火灾极具破坏性,为了实现有效的火灾防控,有必要开展船舶甲板火灾研究。船舶甲板上油料泄漏是引发火灾的原因之一[1],可将船舶甲板上油料泄漏引发的火灾看作油池火燃烧,其燃烧时的羽流温度分布特性是衡量火灾对人员和设备危害程度的关键性指标。

油池火灾的温度分布主要包括羽流中心竖直方向上的温度分布。针对羽流形成的温度分布,前人建立了许多经典模型[2-5]。如:Zukoski[2]在集气罩中用小尺寸火源开展火灾试验,提出了理想状态下的羽流温度分布公式;Heskestad[3]对部分理想火羽流的假设进行了修正,建立了羽流中心线温度预测模型。但上述两人提出的公式只适用于平均火焰高度以上的羽流,无法对整个羽流区域的温度分布进行预测。McCaffrey[4]通过开展甲烷扩散火试验,结合无量纲分析,得到了整个羽流区域的中心线温度与高度和火源热释放速率之间的函数关系;Shen等[5]通过分析丙烷池火火灾试验中羽流连续区域的温度分布,修正了McCaffrey模型。

上述对羽流中心线区域温度分布的研究主要针对无风条件。然而,现实场景下,船舶甲板火灾多发生在涉及环境风的开放场景。针对有风条件下的温度场分布,Himoto[6]开展了不同风速(0.72～1.48 m/s)下不同火源功率(38.3～345.0 kW)的火灾试验研究,由于试验风速范围相对于火源功率范围较小,火焰倾斜不明显,没有出现火焰贴地等现象,因此火源下游温度随着与火源距离的增加而衰减;苗磊[7]采用CFD技术对不同边长的方形油池开展了不同风速下(0、7.7和15.4 m/s)火灾数值模拟研究,结果表明:无风条件下,火焰垂直向上发展,高温区域主要位于火焰内部,在水平方向上影响范围小;有风条件下,火焰严重倾斜,当风速为7.7 m/s时,火焰与地面的夹角在27°～38°之间,油池附近出现贴地火焰,当风速为15.4 m/s时,火焰与地面的夹角在13°～20°之间,火焰长度更大。

综上可知,学者们对有风环境下开放空间油池火下游的温度分布进行了相关研究,但是前人的研究更多的是对温度分布规律的定性描述,缺乏可供定量分析的预测模型,同时前人的研究存在着环境风速工况划分粗糙、研究的系统性不足等问题。鉴于此,本文针对现有研究的不足,运用数值模拟的方法研究了更为精细风速场景下船舶甲板庚烷油池火下游气体温度分布特性,并基于理论分析提出了温度分布预测模型,研究结果有望为船舶消防工作提供科学指导。

1 数值仿真

1.1 仿真软件

本研究选用美国国家标准与技术研究院(NIST)研发的火灾动力学模拟(fire dynamics simulator,FDS)软件进行大涡模拟(LES),FDS软件采用数值方法求解受火灾浮力驱动低马赫数流动的N-S方程,重点计算火灾中的烟气和热传递过程[8]。由于FDS软件是开源项目,截至目前仍在不断优化和完善,其准确性得到了大量试验验证,在火灾科学数值模拟研究与实际工程应用领域都得到了广泛的应用[9-12]。本研究通过FDS软件 6.7.6版本进行数值模拟计算。

1.2 计算模型

将整个计算区域尺寸设置为1.9 m×0.5 m×1 m,无风条件下,计算区域底部边界设定为“INERT”,四周及顶部边界设定为“OPEN”;有风条件下,参考前人相关试验对仿真模型进行调整。Hu等[13]使用15 cm的方形庚烷油池,在0～2.8 m/s的环境风速下开展了火灾试验,结果表明:在风速达到2.4 m/s以上时,火焰贴地长度基本不变。结合预模拟结果,当风速达到3 m/s以上时,火焰已基本完全贴地,火源下游气体温度分布趋于一致,故本研究选取的风速范围为0～3 m/s。在无风条件的基础上,将火源右侧的计算区域边界更改为“SUPPLY”,分别提供0.5、1、1.5、2、2.5和3 m/s的稳定风速;在计算区域底部铺设一层1 cm厚的金属甲板,甲板材质为 “STEEL”;方形火源边长为0.12 m,位于计算区域的右侧,油池中心距离计算区域右侧边界为0.3 m,以正庚烷为燃料,分别采用10、20、30和40 kW的火源功率;将热电偶均匀布置在火源中心下游,相邻热电偶间距为0.03 m,热电偶与甲板面的竖向距离为0.01 m,过火源中心设温度切片和燃料浓度(体积分数)切片(Y=0.25 m)。建立的仿真模型示意图如图1所示。

图1 仿真模型示意图Fig.1 Simulation model diagram

本次数值仿真的初始环境温度设为20 ℃,初始气压设为1.013×105Pa,每组工况的仿真时间设为60 s。根据仿真数据结果,本研究选取40～60 s作为稳定段,并取该段温度均值作为对应工况达到稳定状态时的温度。模拟工况设置详见表1。

表1 模拟工况设置

1.3 网格独立性分析

FDS软件常采用大涡模拟(LES)的方法来处理流动中的湍流问题,LES的核心在于直接采用控制方程计算网格以上的流动参量,对于亚网格尺度的耗散则采用模型模拟,所以网格的划分会影响到计算结果的准确性[14]。网格单元的大小决定了偏微分方程离散的时间步长和空间步长。原则上,网格越密,计算结果准确性越高,考虑到计算机的性能和仿真时间,需要选取合适的网格尺寸,在保证精度的同时尽可能地减少计算时间。

根据FDS软件用户手册[15]中的方法进行网格独立性分析,计算合适的网格尺寸。在FDS软件计算过程中,网格尺寸需要通过无量纲数D*/δx进行表征,其中D*为火源特征直径,δx为网格尺寸。火源特征直径D*可由下式计算得出:

(1)

McGrattan等[15]推荐的D*/δx值在4～16之间。以本研究中最小火源功率10 kW 的工况为例,得到网格尺寸的取值范围为0.009 5～0.038 m。为了保证研究结果的可靠性,本研究选择6个典型网格尺寸,分别为0.007 5、0.010 0、0.015 0、0.020 0、0.030 0、0.040 0 m。为了进行网格独立性分析,在火源功率为10 kW的油池正上方布置1列温度测点,相邻测点的竖向间距为0.030 0 m。比较不同网格尺寸下的火源中心竖向温度分布,其结果见图2。

图2 网格独立性分析Fig.2 Mesh sensitivity analysis

由图2可以看出:随着网格尺寸的减小,火源中心竖向温度分布逐渐趋于一致;当网格尺寸为0.007 5 m和0.010 0 m时,火源中心竖向温度分布差别极小,即网格尺寸达到0.010 0 m后,再缩小网格,仿真结果的精度不会明显提高,反而会增加计算时间,故本研究选择0.010 0 m作为模拟的网格尺寸。

2 仿真结果与讨论

2.1 火源下游船舶甲板近壁面气体温度纵向分布特性

无风条件下不同功率火源下游甲板近壁面气体温度纵向分布,如图3所示。

图3 无风条件下不同功率火源下游船舶甲板近壁面气体 温度纵向分布Fig.3 Longitudinal gas temperature distribution near the wall on the ship deck downstream of the fire with varying heat release rates under no wind conditions

由图3可以看出:无风条件下,火焰呈竖直向上的发展趋势;火源下游甲板近壁面气体温度随着与火源中心距离的增加而衰减,没有贴地火焰,故对火源下游甲板近璧面附近的气体温度影响较小。

有风条件下不同功率火源下游船舶甲板近璧面气体温度纵向分布,如图4所示。

图4 有风条件下不同功率火源下游船舶甲板近壁面气体温度纵向分布Fig.4 Longitudinal gas temperature distribution near the wall on the ship deck downstream of the fire with varying heat release rates under windy conditions

由图4可以看出,有风条件下,当风速为0.5 m/s时,10 kW和20 kW火源下游甲板近壁面气体温度呈“下降—上升—下降”的规律,而30 kW和40 kW火源下游甲板近壁面气体温度分布规律与无风时近似,这是因为30 kW和40 kW火源所受热浮力较10 kW和20 kW火源所受热浮力大,抵抗侧向风诱导的水平惯性力的能力更强,因此火焰倾斜程度较小,基本没有贴地火焰,而10 kW和20 kW火源在侧向风的作用下火焰倾角较大,存在明显的火焰贴地现象;当风速达到1 m/s以上时,不同功率火源下游甲板近壁面气体温度不再随着与火源中心距离的增加呈单调递减,而是呈现出两次先升后降的规律,整体上可划分为以下3个区间:

1) 区间①内,火源下游甲板近璧面气体温度分布呈先升后降的趋势。以风速1.5 m/s为例,借助火源(20 kW)及下游时均(40～60 s)气体温度切片[图5(a)]和燃料浓度(体积分数)切片[图5(b)]可以解释上述趋势:火源中心为燃料富集区,燃烧不充分,火源中心气体温度相对较低;燃料富集区的燃料受热浮力和惯性力作用向火源下游偏移,在此过程中与空气掺混,充分燃烧,气体温度较火源中心处高,从而出现图4 (c)中阶段①的气体温度峰值;阶段①中,达到气体温度峰值点后,由于燃料含量降低,燃烧减弱,在气体温度峰值点后的一段距离内,气体温度呈下降趋势,整段过程对应图5(a)中的Ⅰ段。

图5 1.5 m/s风速下20 kW火源下游船舶甲板近壁面 气体温度和燃料体积分数切片云图Fig.5 Slice of gas temperature and fuel volume fraction near the wall on the ship deck downstream of the 20 kW fire at 1.5 m/s wind speed

2) 区间②内,火源下游一定间距处甲板近壁面气体温度再次跃升。从瞬时气体温度切片[图5(c)]发现,此时气体温度跃升处可看作产生(部分)火羽流的“虚点源”。在环境风作用下,部分燃料被吹离,与火源一定间距处完全掺混燃烧,从而对应的局部气流温度较大,此过程对应图5(a)中的Ⅱ段。

3) 区间③内,火源下游甲板近壁面气体温度随着与火源中心距离的增加呈单调递减,当距离增加到一定程度时,火源下游甲板近壁面气体温度趋于初始环境温度。

火源功率对火源下游甲板近壁面气体温度分布具有显著的影响,无风条件下,火源下游甲板近壁面气体温度随着火源功率的增加而增大;有风条件下,不同功率火焰会产生不同程度的倾斜,达到一定风速时会出现贴地火焰。由图4可以看出,风速较小时(0.5、1 m/s),较大功率火源(30、40 kW)的火焰倾斜程度较10 kW和20 kW火源火焰倾斜程度弱,贴地火焰长度更短,火源中心下游甲板近壁面气体温度整体较10 kW和20 kW火源更低;当风速达到1.5 m/s以上时,10 kW和20 kW火源的火焰倾斜已临极限状态,火焰倾斜程度和贴地火焰长度与风速为1 m/s时无明显差异,30 kW和40 kW火源的火焰较风速为1 m/s下进一步倾斜,火焰贴地长度增大,因此30 kW和40 kW火源下游甲板近璧面气体温度整体较10 kW和20 kW火源高。

通过观察图4中1.5～3 m/s风速下火源下游甲板近壁面气体温度分布图可知,整体而言,火源功率的大小会影响火源下游甲板近壁面出现气体温度峰值点的位置。对于区间①内的气体温度峰值点位置,火源功率越小,火源中心燃料含量越低,其受气流影响向下游偏移的程度越大,从而气体温度峰值点出现的位置距火源中心更远;对于区间②内的气体温度峰值点位置与火源功率之间的规律与区间①内的相反,火源功率越大,气体温度峰值点距火源中心越远。对于小功率火源,当风速增大到一定程度时,火焰几乎完全贴地,继续增大风速,火焰贴地长度不会有明显变化;对于大功率火源,其火焰倾斜程度和贴地火焰长度与风速(一定范围内)呈正相关,火焰尖端距离火源中心更远,火焰释放的热量能传达至更远处,且大功率火源释放的燃料更多,在环境风作用下在火源下游形成“虚点源”的位置更加远离火源。

2.2 温升峰值点下游气体温度衰减模型

在环境风的作用下,火焰向火源下游倾斜和传递热量,部分热量耗散至周围环境中。距火源中心越远,耗散的热量越多,因此火源下游气体的温升随着与火源中心距离的增加而减小。火源下游船舶甲板近壁面长度微元dl的气体向外界耗散的热量可近似表示为

qCdl=-cpm′d(ΔT)

(2)

式中:q为微元dl耗散至环境中热量的热流密度(kW/m2);C为微元dl与周围环境的接触面周长(m);l为沿着风向的长度(m);cp为定压比热容[kJ/(kg·K)];m′为经过微元dl的质量流量(kg/s);ΔT为甲板近壁面气体温度与初始温度的差值(K)。

根据牛顿冷却定律,微元dl与周围环境之间热传递的热流密度可表示为

q=h·ΔT

(3)

式中:h为传热系数[kW/ (m2·K)]。

联立式(2)和式(3),可得:

(4)

通过图4可以看出:不同工况下,在达到阶段②内的温升峰值点后,其下游的气体温度分布呈稳定衰减的趋势。故本文以阶段②内的温升峰值点作为

起点,分析温升峰值点处下游气体的温度分布。将起点处(l=0)的温升记为ΔTF,作为初始边界条件代入式(4)可得:

(5)

式(5)即为温升峰值点下游气体的无量纲温升分布函数。本文选取火源特征直径D*作为参考长度,对火源中心距离进行无量纲化处理,可得到无量纲距离与无量纲温升的函数关系。结合初始边界条件,温升峰值点下游气体无量纲温升与无量纲距离的函数关系可表示为

(6)

不同风速下温升峰值点下游气体无量纲温升与无量纲距离之间的拟合曲线,如图6所示。

图6 温升峰值点下游气体无量纲温升与无量纲距离之间关系的拟合曲线Fig.6 Fitting curves between dimensionless temperature rise and dimensionless distance of the downstream gas of the peak point

由图6可以看出:模型可以很好地预测不同功率火源下游船舶甲板近壁面气体无量纲温升与无量纲距离之间的相关关系。

3 结 论

本文通过数值模拟研究了环境风速和火源功率耦合作用下火源下游船舶甲板近壁面气体温度纵向分布特性,得到主要结论如下:

1) 无风条件下,庚烷油池火源附近船舶甲板近壁面气体温度随着与火源中心距离的增加而衰减。

2) 有风条件下,火源下游船舶甲板近壁面气体温度分布可划分为①～③区间。气体温度分布总体呈现上升—下降—上升—下降的趋势。

3) 温升峰值点下游气体温度随着与火源距离的增加呈指数衰减趋势;在此基础上建立了火源下游气体无量纲温升与无量纲距离之间相关关系模型,模型预测结果与仿真数据对比良好。

上述规律可为船舶的防火、火灾救援疏散等相关工作提供参考,如计算人员和设备的安全距离,确定消防资源的投入、疏散时间及方向等。