袁書生，朱旭程，鄒　強(qiáng)，陳振林

（海軍航空工程學(xué)院 飛行器工程系，山東　煙臺(tái) 264001）

機(jī)械排煙控制航母機(jī)庫火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)大渦模擬

袁書生，朱旭程，鄒強(qiáng)，陳振林

（海軍航空工程學(xué)院 飛行器工程系，山東煙臺(tái) 264001）

航母機(jī)庫火災(zāi)是影響航母安全的重要因素。為研究航母機(jī)庫火災(zāi)防護(hù)與控制技術(shù)，采用低速氣流運(yùn)動(dòng)控制方程組和湍流燃燒大渦模擬方法仿真分析機(jī)械排煙條件下航母機(jī)庫油料火災(zāi)的蔓延與煙氣運(yùn)動(dòng)規(guī)律。結(jié)果表明：針對本算例機(jī)庫幾何尺寸和油池火規(guī)模，機(jī)械排煙量介于 300～600 m3/s，不僅會(huì)增高熱煙氣層高度、降低下層煙氣溫度，還會(huì)降低火源附近的熱流密度；當(dāng)機(jī)械排煙量不超過 600 m3/s 時(shí)，采用機(jī)械排煙對油池火蔓延的強(qiáng)化影響不顯著；機(jī)械排煙使熱煙氣排出溫度明顯增加，選擇風(fēng)機(jī)需要考慮耐溫要求。

航空母艦；機(jī)庫；大渦模擬；油池火災(zāi)；機(jī)械排煙

0　引　言

航空母艦是以艦載機(jī)為主要作戰(zhàn)武器的大型水面艦船，必須能為艦載機(jī)提供作戰(zhàn)使用時(shí)所需要的安全、穩(wěn)定和高效的平臺(tái)，即具有較好的艦機(jī)適配性，航母機(jī)庫作為艦載機(jī)維修保養(yǎng)最重要的艙室，許多工作要在這里完成［1］。航母機(jī)庫火災(zāi)防護(hù)與控制技術(shù)是關(guān)乎載機(jī)生命力和戰(zhàn)斗力、影響本艦安全的重要因素。

現(xiàn)代大型航母機(jī)庫長約 210 m、寬約 30 m、高約 8 m，為了安全通常采用移動(dòng)式防火門隔離開［2］。固體可燃物火災(zāi)、液體燃料火災(zāi)、電氣火災(zāi)均可能在航母機(jī)庫中發(fā)生，但主要是液體燃料火災(zāi)［3］。航母機(jī)庫發(fā)生火災(zāi)后，其火災(zāi)動(dòng)力學(xué)與建筑火災(zāi)基本一致，故建筑物的許多防滅火技術(shù)可以采用。不過，基于艦船生命力和戰(zhàn)斗力的要求，對滅火時(shí)間及艦上設(shè)備低損壞性要求更高。為此，及時(shí)發(fā)現(xiàn)火源類型和位置，采取針對性滅火非常重要。而航母機(jī)庫發(fā)生火災(zāi)后，由于排煙出口較小，熱煙氣在機(jī)庫內(nèi)將大量累積，機(jī)庫內(nèi)溫度高、輻射強(qiáng)、能見度極低，能夠有效地控制煙氣運(yùn)動(dòng)、準(zhǔn)確地判斷火災(zāi)類型和位置就成了快速滅火的關(guān)鍵因素。

機(jī)庫火災(zāi)發(fā)生后，熱煙氣將通過機(jī)庫門上部自然排出，冷空氣經(jīng)過機(jī)庫門下部卷吸進(jìn)入，盡管新鮮空氣的進(jìn)入會(huì)強(qiáng)化火災(zāi)的蔓延，但是能夠稀釋庫內(nèi)煙氣濃度，有利于提高能見度、降低下層煙氣溫度。理論上，若能增大機(jī)庫火災(zāi)的煙氣排出流量，就能有效地控制空氣煙氣在機(jī)庫內(nèi)的下沉，改善消防人員偵查火場的工作條件。

為研究航母機(jī)庫火災(zāi)蔓延規(guī)律、探索快速滅火技術(shù)，本文應(yīng)用低速氣流運(yùn)動(dòng)控制方程組和湍流燃燒大渦模擬方法，對機(jī)械排煙條件下航母機(jī)庫油料火災(zāi)蔓延和煙氣運(yùn)動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究此類火災(zāi)煙氣控制手段對火災(zāi)蔓延和煙氣運(yùn)動(dòng)具有的影響，對航母機(jī)庫滅火技術(shù)的研究具有一定的參考意義。

1　大渦模擬控制方程組

對描述火災(zāi)蔓延與煙氣運(yùn)動(dòng)的低速氣體流動(dòng)的湍流瞬時(shí)控制方程組應(yīng)用盒式濾波器作 Favre 濾波運(yùn)算，可得到大渦模擬的控制方程組為：

其中 τ，q 和 Js分別為亞格子湍流應(yīng)力、熱流通量和質(zhì)量流通量。對它們分別采用 Deardorff 亞格子模型［4］和渦擴(kuò)散模型進(jìn)行模擬，并采用 Werner-Wengle 壁模型進(jìn)行近壁區(qū)修正［5］。對湍流燃燒采用混合物分?jǐn)?shù)模型模擬，對輻射傳熱采用有限體積法［6］模擬。

液體燃料發(fā)生火災(zāi)時(shí)，假設(shè)受外部加熱在表面蒸發(fā)成為同組分的氣態(tài)燃料，在空間與空氣中的氧氣混合燃燒。液體燃料表面溫度達(dá)到沸點(diǎn)時(shí)，其表面上燃料蒸汽體積分?jǐn)?shù)符合 Clausius-Clapeyron 關(guān)系式［7］：

式中：hv為液體燃料的蒸發(fā)潛熱；Wf為燃料的分子量；Ts為液體燃料表面溫度；Tb為液體燃料的沸點(diǎn)。

計(jì)算液體燃料溫度時(shí)，不僅考慮燃料與空間火的對流換熱，還計(jì)算它們的輻射熱交換。為了簡化，將池內(nèi)的液體視為厚壁固體，采用一維雙通量模型計(jì)算環(huán)境向液體內(nèi)部的熱輻射［7］，即僅考慮著火表面法向的導(dǎo)熱，不考慮液體內(nèi)的對流換熱。

在交錯(cuò)網(wǎng)格系上將大渦模擬控制方程組離散，時(shí)間上采用顯式的二階精度的預(yù)測-校正格式；空間上采用二階精度的差分格式，其中對流項(xiàng)則采用基于Superbee 通量限制器的 TVD 格式，擴(kuò)散項(xiàng)則采用中心差分格式。

2　模擬對象與工況參數(shù)

本文選取圖 l 所示的航母機(jī)庫分區(qū)模型長 100.0 m，寬 33.0 m，高 7.6 m。該分區(qū)只有 1 個(gè)機(jī)庫門，位于機(jī)庫右側(cè)壁中心，其寬高分別為 20.0 m 和 7.0 m。采用位于機(jī)庫地板縱向中心線前端，長寬均為 10.0 m，深為2.0 cm 的液體庚烷代替飛機(jī)漏油，假設(shè)火災(zāi)發(fā)生后，可在機(jī)庫門上部快速自動(dòng)布置一機(jī)械排煙裝置，排煙口寬與機(jī)庫門相同，高為 1.5 m。計(jì)算時(shí)，假設(shè)起火 10 s后該機(jī)械排煙裝置由火災(zāi)警報(bào)系統(tǒng)自動(dòng)布置并啟動(dòng)。

圖1　航母機(jī)庫分區(qū)模型示意圖Fig.1　Schematic model of aircraft garage zone

在計(jì)算域的開口表面上，如果法向速度分量指向域外，則各變量取為自由邊界面條件，反之各變量則取為外界環(huán)境空氣的參數(shù)。為模擬進(jìn)口處的擾動(dòng)，對速度邊界條件加上隨機(jī)噪聲，并取隨機(jī)噪聲為均勻分布。

在各坐標(biāo)方向上分別采用均勻網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格結(jié)點(diǎn)數(shù)目為 650×200×50。計(jì)算時(shí)間為 300.0 s，時(shí)間步長由 CFL 數(shù)確定。本文的計(jì)算采用大渦模擬軟件FDS6.0 進(jìn)行［8］。取環(huán)境溫度為 20 °C。

為研究不同排煙流量對航母機(jī)庫油料火災(zāi)蔓延及煙氣運(yùn)動(dòng)影響的特點(diǎn)，計(jì)算工況分為 4 個(gè)，各工況參數(shù)如表1所示。

表1　各工況參數(shù)Tab.1　Parameters for working cases

3　結(jié)果分析與討論

圖2　不同工況下機(jī)庫中心位置處煙氣層高度隨時(shí)間變化Fig.2　Height ariations of heat smoke layer at the center point of aircraft garage for simulated cases

圖2 給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，機(jī)庫中心位置（x=50 m，y=0）處煙氣層高度隨時(shí)間變化的模擬結(jié)果。從圖中可以看到，自然排煙時(shí)，t=30 s之前，機(jī)庫內(nèi)火災(zāi)煙氣層快速下降，之后較長一段時(shí)間內(nèi)（到 t=300 s），煙氣層高度基本維持不變。采用機(jī)械排煙措施后，當(dāng)排煙量為 300 m3/s 和 450 m3/s，t=30 s 之前的機(jī)庫內(nèi)火災(zāi)煙氣層下降的趨勢與自然排煙時(shí)差別不大，當(dāng)排煙量為 600 m3/s 時(shí)，煙氣層下降過程變得緩慢一點(diǎn)，時(shí)間間隔增大到 t=0～50 s，并且在上述 3 個(gè)排煙量條件下，煙氣層的最低高度有了一定的提高，顯然這有利于滅火人員進(jìn)入火災(zāi)現(xiàn)場并查找火源。由圖2 還可看出，無論排煙量為 300 m3/s、450 m3/s 或 600 m3/s，在 t=50～200 s 期間，煙氣層高度基本保持穩(wěn)定，即該機(jī)械排煙量條件下，機(jī)庫內(nèi)油池火蔓延過程的煙氣產(chǎn)生與排出，在此階段達(dá)到了平衡。只有在 t=200 s 之后，煙氣層高度隨著時(shí)間才顯著增高，排煙量越大，增高越快，出現(xiàn)這一結(jié)果的原因，實(shí)際上是火源燃料在 t=200 s 后接近燃燒完畢（見圖3）。圖3 給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，機(jī)庫油池火災(zāi)釋熱率隨時(shí)間變化的模擬結(jié)果。從圖中看出，采取機(jī)械排煙裝置，在加快了排煙速度的同時(shí)，增加了新鮮空氣的補(bǔ)充，增大了火災(zāi)蔓延的趨勢，但可以看出，在本算例的機(jī)械排煙量條件下，火蔓延的趨勢增加并不大。

圖4 給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，機(jī)庫中心位置（x=50 m，y=0）處冷煙氣溫度隨時(shí)間變化的模擬結(jié)果。由圖看出，機(jī)械排煙顯著地降低了機(jī)庫內(nèi)下層煙氣的溫度，顯然有利于滅火人員的進(jìn)入。

圖5 給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，機(jī)庫中心位置（x=50 m，y=0）處地面上熱流密度隨時(shí)間變化的模擬結(jié)果。從圖中看出，與自然排煙方式比較，在門口機(jī)械排煙增大了機(jī)庫中心位置處地面的熱輻射，排煙量越大，增加的越多。這表明，采用門口布置機(jī)械排煙裝置，增加了熱煙氣在機(jī)庫內(nèi)的蔓延速度，在火災(zāi)煙氣離開頂棚射流起始點(diǎn)快速向門口方向運(yùn)動(dòng)，這樣在機(jī)庫上層熱煙氣的溫度較自然排煙時(shí)要高，故機(jī)械排煙時(shí)整個(gè)機(jī)庫地面的熱輻射較自然排煙時(shí)分布趨于均勻，不利的是遠(yuǎn)離火源的地方熱輻射增加，可能會(huì)造成機(jī)庫內(nèi)其他位置處的易燃物起火。盡管在機(jī)械排煙條件下靠近火源過程中，消防人員受到的熱輻射會(huì)比自然排煙時(shí)要高，但是可能在火源附近的熱輻射較自然排煙時(shí)要低，便于消防人員接近火源就近滅火。

圖6 給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，機(jī)庫首尾中心線上、距離火源中心 15 m（距前艙壁 20 m）處地面上熱流密度隨時(shí)間變化的模擬結(jié)果。從圖中可看出，上述的猜測正確，即采取機(jī)械排煙后，火源附近地面接收到的熱流密度比自然排煙時(shí)要低，且隨著排煙量的增加，該熱流密度下降的越多。

圖3　不同工況下機(jī)庫油池火災(zāi)釋熱率隨時(shí)間變化Fig.3　Variations of the heat flux of the garage pool fire for simulated cases

圖4　不同工況下機(jī)庫中心位置處冷煙氣溫度隨時(shí)間變化Fig.4　Variations of cooled smoke temperature at the center point of aircraft garage for simulated cases

為進(jìn)一步分析機(jī)械排煙可能對滅火條件的影響，圖7給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，t=10～200 s期間機(jī)庫首尾垂直對稱面上煙氣平均溫度分布的模擬結(jié)果。圖7中結(jié)果表明，在上述機(jī)械排煙量下，機(jī)庫內(nèi)煙氣溫度的分層結(jié)構(gòu)與自然排煙時(shí)相比沒有大的不同。圖8則給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，t=10～200 s 期間機(jī)庫 z=1.65 m 水平面上煙氣平均溫度分布的模擬結(jié)果。從圖8可看出，自然排煙時(shí)機(jī)庫內(nèi)煙氣溫度分布明顯不對稱，靠近火源一側(cè)的高溫區(qū)比遠(yuǎn)離火源一側(cè)的要大許多。采取機(jī)械排煙后，由于機(jī)庫門位于機(jī)庫的首尾方向中間，在機(jī)庫門附近很大的區(qū)域內(nèi)，煙氣溫度分布接近對稱，顯然此時(shí)采用溫度式探測裝置不利于快速查找火源。

圖5　不同工況下機(jī)庫地面中心上熱流密度隨時(shí)間變化Fig.5　Variations of heat flux at center point of the garage floor

圖6　不同工況下機(jī)庫首尾中心線距離火源 15 m 地面上熱流密度隨時(shí)間變化Fig.6　Variations of heat flux at the point 15 m away from fire source on center line of the garage floor

圖7　不同工況下機(jī)庫艏艉垂直對稱面上煙氣平均溫度分布Fig.7　Averaged smoke temperature contours in the longitudinal symmetrical plane of the garage

圖8　不同工況下機(jī)庫 z=1.65 m 水平面上煙氣平均溫度分布Fig.8　Averaged smoke temperature contours in the horizontal plane of the garage where z=1.65 m

圖9　不同工況下機(jī)庫門口垂直中心線上煙氣溫度平均分布Fig.9　Averaged smoke temperature distribution on the vertical center line of the garage door

為便于設(shè)計(jì)機(jī)械排煙裝置，圖9 給出了自然排煙和不同機(jī)械排煙量下，t=10～200 s 期間機(jī)庫門口垂直中心線上煙氣溫度平均分布的模擬結(jié)果。從圖中可看出，自然排煙時(shí)，機(jī)庫門口上部熱煙氣平均最高溫度約為 550 ℃，機(jī)械排煙量為 300 m3/s 時(shí)，該溫度值約為 580 ℃，機(jī)械排煙量為 450 m3/s 時(shí)，該溫度值約為600 ℃，當(dāng)機(jī)械排煙量為 600 m3/s 時(shí)，該溫度值則增大到約為 650 ℃。選擇排煙風(fēng)機(jī)葉片材料和電機(jī)防護(hù)結(jié)構(gòu)、材料時(shí)需要滿足耐溫要求。

4　結(jié)　語

本文采用大渦模擬方法，在航母機(jī)庫門口上部布置機(jī)械排煙裝置、改變機(jī)械排煙量大小的條件下，對航母機(jī)庫內(nèi)油池火蔓延行為及火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)進(jìn)行研究，針對本機(jī)庫幾何尺寸和油池火規(guī)模，得到如下結(jié)論：

1）采用機(jī)械排煙，排煙量介于 300～600 m3/s 不僅會(huì)增高熱煙氣層高度、降低下層煙氣溫度，還會(huì)降低火源附近的熱流密度，有利于滅火人員進(jìn)入火場查找火源并手動(dòng)快速滅火。

2）當(dāng)機(jī)庫門位于首尾方向中間位置時(shí)，機(jī)械排煙將導(dǎo)致機(jī)庫門附近區(qū)域下層（1.65 m 高度）煙氣溫度分布趨于對稱，不利于采用溫度探測器查找火源位置。

3）當(dāng)機(jī)械排煙量不超過 600 m3/s 時(shí)，采用機(jī)械排煙對油池火蔓延的強(qiáng)化影響不顯著。

4）采用機(jī)械排煙措施后，機(jī)庫門口上部熱煙氣溫度有明顯增加，設(shè)計(jì)風(fēng)機(jī)需要滿足耐溫要求。

［1］王兵.美國航母的作用與發(fā)展［J］.現(xiàn)代艦船，2003（10）: 8-10.WANG Bing.The role and development of the United States aircraft carrier［J］.Modern Ships Magazine，2003（10）: 8-10.

［2］胡玉龍，黃勝，侯遠(yuǎn)杭，等.航空母艦機(jī)庫主尺度要素設(shè)計(jì)方法［J］.上海交通大學(xué)，2012，46（8）: 1184-1189.HU Yu-yong，HUANG Sheng，HOU Yuan-hang，et al.Research on design of principal dimension elements of hangar in aircraft carrier［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2012，46（8）: 1184-1189.

［3］劉鵬翔，王兵.美國航母火災(zāi)歷史及啟示［J］.艦船科學(xué)技術(shù)，2010，32（9）: 133-139.LIU Peng-xiang，WANG Bing.History of US aircraft carriers fires and its revelation［J］.Ship Science and Technology，2010，32（9）: 133-139.

［4］DEARDORFF J W.Stratocumulus-capped mixed layers derived from a three-dimensional model［J］.Boundary-layer Meteorology，1980，18（4）: 495-527.

［5］WERNER H，WENGLE H.Large-eddy simulation of turbulent flow over and around a cube in a plate channel［C］//8th symposium on.turbulent shear flows.Berlin Heidelberg: Springer，1991: 155-168.

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［7］FLOYD J，F(xiàn)ORNEY G，HOSTIKKA S，et al.Fire dynamics simulator（Version 6）-technical reference guide［M］.Washington，DC: NIST Special Publication 1018，2012.

［8］FLOYD J，F(xiàn)ORNEY G，HOSTIKKA S，et al.Fire dynamics simulator （Version 6）-user's guide［M］.Washington，DC: NIST Special Publication 1019，2012.

Large eddy simulation of the control to fire-smoke motion in aircraft garage with a mechanical exhaust

YUAN Shu-sheng，ZHU Xu-cheng，ZOU Qiang，CHEN Zhen-lin
（Department of Aircraft Engineering，Naval Aeronautical and Astronautical University，Yantai 264001，China）

Fires in aircraft garage often pose great hazard to the safety of the aircraft carrier.In order to investigate fire protection and control methods，the control equations of low Mach air flow and the large eddy simulation method of turbulent flows are used to study the spread and the motion of smoke of pool fire in aircraft garage with a mechanical exhaust system.For the researched object，when the exhaust flux is between 300 m3/s and 600 m3/s，the height of heat smoke layer increases，the temperature of cool smoke layer decreases，and the heat flux close to the fire source decreases too.When the exhaust flux is less than 600 m3/s，the mechanical exhaust has little the spread of the pool fire in the garage.The mechanical exhaust elevates markedly the temperature of the exited smoke.Hence the choice of fanner must consider the capabilityof resistanceheat.

aircraft carrier；aircraft garage；large eddy simulation；pool fire；mechanical exhaust

U698.1；TJ8

A

1672-7619（2016）06-0141-06

10.3404/j.issn.1672-7619.2016.06.029

2015-11-21；

2016-01-15

袁書生（1958-），男，博士，教授，主要從事空氣動(dòng)力學(xué)、燃燒理論方面的教學(xué)與科研工作。