基于货物集装箱的受限空间轰燃火灾行为研究

高佳鑫,黄志祥,陈 斌,赵悠霖

(1.深圳市城市公共安全技术研究院有限公司 消防安全研究所,广东 深圳 518000;2.盐田国际集装箱码头有限公司 安全保安部,广东 深圳 518000;3.深圳市消防救援支队 防火监督处,广东 深圳 518000;4.广东省消防救援总队 法制与社会消防工作处,广东 广州 510000)

集装箱作为海路、公路、铁路运输中专门用于周转运输的金属容器,是一种特殊的受限空间。集装箱火灾对堆场的危害程度因可燃物种类及数量、集装箱位置、外部环境因素、集装箱尺寸等因素不同而存在较大差异,受时间、成本等因素限制,难以全部采用全尺寸实验方法进行论证分析[1-2]。近年来,随着计算机技术及火灾动力学的不断发展,火灾计算机模拟技术得到的快速发展和广泛应用,该方法能较好的预测火灾的发生及发展过程,具有较好的可靠性与经济性[3]。火灾中轰燃现象的发生标志着受限空间火灾由局部燃烧向全面燃烧转变,不仅容易造成群死群伤,对自身的结构安全也会造成严重威胁。因此,通过模拟,分析导致轰燃发生的临界条件及轰燃后火势发展的态势对集装箱火灾防治具有重要的意义,可为集装箱类安全管理和灭火救援提供理论指导。

研究者们通过理论研究、数值模拟、实体实验等方式对受限空间的轰燃理论进行了大量研究,BENGT等[4]根据热力学理论,在尺寸为 2.90 m×3.73 m×2.70 m 的全尺寸房间中开展了一系列火灾轰燃实验,发现引发轰燃所需的临界条件为天花板下方 1 cm 处的温度达到 600 ℃,提出了根据临界轰燃燃烧速率预测轰燃的方法,并推导出经验公式。牛少伟[5]在前人的基础上提出发生轰燃的又一判据,火灾时室内其他可燃物热解产生的可燃挥发成分迅速和空气混合,达到其着火浓度下限且接触到超过可燃物自燃点的高温烟气层。王伯牙等[6]综述了轰燃发生的成因及临界条件,总结了目前描述轰燃发生的临界条件的参数有热通量、房间内的温度、燃料的燃烧速率、室内体积燃空比(室内可燃气和空气的体积比)等。韦善阳等[7]利用突变理论结合数值模拟软件量化分析受限空间内火灾发展过程中的轰燃临界值。验证了达到轰燃的温度临界值,并且理论与模拟结果一致,还证明了轰燃现象与外界风的关联性不大。KLOPOVIC等[8]在尺寸为 5.3 m×3.6 m×2.4 m 的燃烧室中研究了通风条件对轰燃的影响,研究结果表明燃烧室顶棚温度达到530 ℃左右时能够引发轰燃,此后温度会急剧上升,为避免火灾发展至轰燃,应关注热辐射的变化。

综上,当前研究主要集中在轰燃发现的临界条件以及通风等外界条件对轰燃发生的影响。故以受限空间理论为基础,对典型集装箱码头的货物集装箱进行火灾模拟研究,建立集装箱FDS模型,通过设定不同的火灾场景,探究火源功率和开口大小对集装箱火灾的燃烧过程及特殊燃烧行为的影响。用数值模拟的方式探究集装箱发生火灾时是否会造成轰燃现象以及造成轰燃的临界条件,以期对集装箱火灾救援及集装箱码头的消防管理提供理论指导。

1 模型建立及工况设定

1.1 物理模型建立及初始参数设置

1.1.1 FDS模型建立

典型集装箱主要分为两个型号:20 ft和40 ft标准集装箱,其尺寸及容量如表1所示。

表1 集装箱结构尺寸

为验证FDS模拟集装箱火灾的准确性,模拟采用的集装箱物理模型的尺寸与现有集装箱一致。采用钢制集装箱,木质底板,尺寸为12.0 m(长)×2.4 m(宽)×2.4 m(高),集装箱相关尺寸如图1所示,简化的FDS模型如图2所示。

图1 全尺寸实验集装箱示意图

图2 FDS模型示意图

1.1.2 测点设置情况

集装箱内共设17个热电偶监测点、22个热辐射监测点,具体布置位置如图3～图4所示。火源上方0.8 m处设一个热电偶,距地面1.4 m处、顶棚内外贴壁每隔1.5 m处设一个热电偶,以测量集装箱内温度变化。

图3 温度监测位置布置图

图4 热辐射监测点位置示意图

1.2 模拟工况设定

主要模拟不同开口方式下,不同火源功率的集装箱火灾燃烧特性,模拟过程中设定火灾类型为超快速t2火[9],火灾增长速率为0.187 6 kW/s2,火源位置为集装箱中部,火源尺寸为1.0 m×1.0 m,设定火源功率分别为2.00 MW、2.50 MW、3.00 MW、3.75 MW、4.00 MW、4.50 MW、5.00 MW;开口方式设定为箱门全开和箱门半开,共设定9种不同的工况,具体如表2所示。设定环境温度为20℃,湿度为40%,风速为0 m/s。

表2 火灾模拟工况设定

2.3 网格敏感性分析

在场模拟方法中FDS以网格作为最小计算单位,网格的大小决定了模型内部偏微分方程在空间上的精度,良好的网格划分能得到较准确的计算结果。理论上,网格划分越细,计算结果越精确。而一个计算模型通常有数十万甚至数百万的网格,以及成千上万个时间步长。因此,需要结合计算机的性能和对计算时间的控制,在模型精度和计算时间之间取平衡点。

FDS 用户手册引入火源特征直径D*与单位网格的公称尺寸δx的相对大小D*/δx来衡量网格质量的好坏,D*/δx越大表示丈量火源尺寸的网格数量越多,网格质量越好[10-11]。D*的计算公式如式(1)所示。

(1)

式中:Q为热释放速率;ρ0为环境空气密度;T0为环境温度;cp为定压比热;g表示重力加速度,取9.8 m/s2。

FDS用户手册中指出模型建立时,网格尺寸宜控制在0.06D*～0.25D*范围内,具体如表3所示。

表3 火源特征直径计算表

设定网格尺寸为0.2 m×0.2 m×0.2 m,所有工况中,火灾规模处于0.625～10.000 MW之间,网格尺寸小于0.25D*,因此,网格选取较为合理,能有效保证计算结果的精度及准确性。

2 模拟结果分析

2.1 轰燃发生判定依据

目前得到广泛认可的轰燃判据主要包括温度判据和热流判据[12]:①集装箱内部接近顶棚热烟气温度超过600 ℃;②集装箱内部地板平面辐射热通量超过20 kW/m2。

相关研究表明,可采用轰燃所需最小释热速率预测轰燃,并提出不同的计算最小轰燃释热速率的经验公式,如THOMAS[13]提出的公式(2)和BABRAUSKAS[14]提出的公式(3)。

(2)

(3)

式中:Qmin为最小轰燃释热速率;W0和H0分别为通风口宽度和高度;AT为房间内表面总面积。

2.2 箱门全开时不同火源功率对轰燃发生的影响

2.2.1 集装箱内温度场变化情况

为了对比火源功率对集装箱发生轰燃火灾的影响,设定2.0 MW、30.0 MW、4.0 MW、5.0 MW共4种不同的火源功率,通过对比不同位置的温度场变化和辐射影响[15-16],根据轰燃判定公式来判断是否发生轰燃。模拟过程中测定了火源上方0.8 m处的温度变化情况,发现其温度变化与火源功率变化情况关系不大,这是由于各工况条件下,0.8 m处测点均处于火焰中,在火源的炙烤下,测点温度持续保持高温,该测点的温度随火源功率的变化较小。

各工况下不同位置的温度平均值和最高值如表4所示,1～16号测点的温度变化情况如图5所示。由表4和图5可知,1.4 m高度处测点温度随着火源功率的增大而升高。顶棚区域温度方面,测点13位于火源正上方,温度最高;测点14～16温度明显低于测点9～12,其最高温度均不超过600 ℃。

图5 不同位置温度监测值

表4 火源中心垂直方向测点温度值

2.2.2 集装箱内热辐射场变化情况

(1)箱体底部不同位置热辐射影响。箱体内底部热辐射曲线如图6所示,可知火源规模越大,集装箱底面所受到的热辐射越强,当火源功率达到5.0 MW时,其集装箱内部分测点的热辐射强度超过10 kW/m2,未超过轰燃临界值20 kW/m2。

图6 集装箱内部不同位置热辐射值

(2)箱体顶部不同位置的热辐射影响。集装箱顶棚处热辐射监测曲线如图7所示,可知随火源功率的增大,该测点的热辐射强度也随之增大,当火源功率达到5 kW/m2时,顶部区域的最大热辐射强度约为70 kW/m2,能够引燃的集装箱内其他可燃物。

图7 集装箱外侧不同位置热辐射值

(3)箱体开口位置的热辐射影响。集装箱外侧各测点的热辐射情况如图8所示,对于集装箱开口一侧不同位置的热辐射强度,相同位置测点,火源功率越大,其受到的热辐射影响越强,当火源功率达到5 MW后,距箱门水平距离为1 m处的测点热辐射强度超过10 kW/m2。

图8 集装箱外侧不同位置热辐射值

2.3 箱门半开时火源功率对轰燃行为的影响

2.3.1 集装箱内温度场变化情况

对于火源正上方0.8 m处的测点温度,随着火源功率的增大,集装箱顶部的烟气层厚度也随之增加,随着烟气层往下沉降,火焰高度随之降低,导致0.8 m测点位置的温度也随着不断降低。集装箱箱门半开时,火源上方0.8 m处的温度变化情况,且当火源功率小于3.75 MW时,除火源正上方外,其他区域各测点的顶棚温度处于400 ℃～600 ℃之间。当火源功率大于3.75 MW时,顶棚部分区域的温度超过600 ℃。

火源中心垂直方向的各测点温度值如表5所示,不同位置的温度监测值如图9所示。通过对比5个工况的温度场情况发现,对于靠近开口一侧区域,火源功率越大,其内部空间温度越高。随着火源功率的不断增大,燃烧所需的氧气也随之增加,由于火源内侧区域不能及时补充新鲜空气,且大量烟气在端部蓄积沉降,因此,该区域温度相对来说低于火源外侧的温度。

图9 不同位置温度监测值

表5 火源中心垂直方向测点温度值

3.3.2 集装箱内热辐射场变化情况

(1)箱体内部不同位置热辐射影响。集装箱内各测点的温度曲线如图10所示,可知随着火源功率的增大,该测点的热辐射强度也随之增大,当热辐射强度达到10 kW/m2时,可引燃集装箱底部纸质包装材料等物质。

图10 集装箱内部不同位置热辐射值

(2)箱体开口位置的热辐射影响。集装箱外各测点的温度曲线如图11所示,可知对于集装箱开口一侧不同位置的热辐射强度,相同位置测点,火源功率越大,受到的热辐射影响越强,当火源功率达到5.00 MW后,距箱门水平距离1 m处的测点热辐射强度超过10 kW/m2。

图11 集装箱外侧不同位置热辐射值

4 不同场景发生轰燃情况

设定模拟的集装箱尺寸为12.0 m×2.4 m×2.4 m,在模拟过程中,设定开口为一端箱门全部开启,其开口尺寸为2.2 m×2.4 m。故集装箱的轰燃的最小热释放速率计算如表6所示。根据文献[13]的计算结果,当一端箱门开启时,在尺寸为12.0 m×2.4 m×2.4 m的集装箱内发生轰燃的最小热释放速率不小于2 165 kW;当一端箱门仅开启一扇箱门时,其发生轰燃的最小热释放速率不小于1 352 kW。根据文献[14]计算结果,当一端箱门开启时,在尺寸为12.0 m×2.4 m×2.4 m的集装箱内发生轰燃的最小热释放速率不小于6 692 kW;当一端箱门仅开启一扇箱门时,其发生轰燃的最小热释放速率不小于3 346 kW。

表6 火灾场景下发生轰燃情况对比

由表6可知,文献[13]中当一端箱门全开时,火源功率超过2.10 MW时即可发生轰燃,箱门仅打开一半时火源功率超过1.30 MW时即可发生轰燃;而由文献[14]的结果可知,当集装箱一端箱门全开时,其最小热释放速率应为6 692 kW,这与模拟结果也较为吻合。从模拟结果中可知,一端箱门全开、火源功率小于5.00MW的火灾规模的模拟工况下,均未发生轰燃现象。结合模拟结果发现依据文献[14]的理论计算结果与模拟结果更接近。

当一扇箱门开启(开口尺寸为2.4 m×1.2 m)条件下,对各工况模拟结果进行分析可知,火灾规模小于3.75 MW的工况均未达到轰燃判定的条件;当火源功率达到3.75 MW时,其顶棚温度超过600 ℃,集装箱内地面热辐射强度最大值约为10 kW/m2,且集装箱内充满火源且火焰通过开口喷出,集装箱内部的可燃物被引燃,结合上述相关判据,该工况中发生了轰燃现象。当火源功率增大到5.0 MW时,根据模拟结果显示各工况发生了轰燃。

5 结论

利用FDS模拟对集装箱火灾进行模拟,通过设置不同火源功率、不同开口方式的模拟工况,对各模拟工况下不同测点的热通量和温度进行对比分析,结果表明:①火源功率为3.00 MW,集装箱箱门全开时,对内顶棚处温度影响不大,但对距火源0.8 m和1.4 m处测点的温度影响较大,分别比箱门半开时高出49 ℃和53 ℃,;火源功率为5.00 MW时,集装箱箱门开放程度对内顶棚和距火源1.4 m处温度影响较大,其温度分别比箱门半开时的温度高出129 ℃和248 ℃,而对距火源0.8 m处测点的影响较小;②箱门全开时,火源功率越大,测点的热辐射强度越大,且集装箱外侧各测点热辐射值均高于集装箱内部,最高能达到75 kW/m2;箱门半开时,热辐射通量反而下降,且内部值与外部值相差不大。③分别使用文献[13]和文献[14]的公式计算了相同工况下是否发生轰燃,并与模拟结果进行对比,发现V.Babrauskas公式更接近模拟结果,且当箱门全开时,集装箱不会发生轰燃,而箱门半开时,火源功率为3.75 MW时就会发生轰燃。