，，

(1.海軍研究院，北京 100161；2.中國科學(xué)技術(shù)大學(xué) 火災(zāi)科學(xué)國家重點實驗室，合肥 230026)

柴油作為艦船最常采用的動力能源，大量存儲在艦船的油艙之中。為了平衡油艙內(nèi)氣壓，每個柴油艙都有通向大氣的透氣管。在艦船實際設(shè)計建造時，出于減少甲板開口、集約管系考慮，往往把儲存同一種油品的多個油艙的透氣管路匯集成一根總管后再穿過甲板。在這種集中式透氣系統(tǒng)中，如果其中一個油艙發(fā)生爆炸起火，火焰可能會通過透氣管傳播到其他油艙，并引發(fā)二次爆炸。在原油船上曾發(fā)生過類似事故[1]，柴油艙及其透氣管是否也存在此類安全隱患，有待進一步研究。

上述問題主要涉及艦船柴油艙及其集中透氣管內(nèi)柴油蒸發(fā)分布和油氣爆炸及傳播過程。對于油箱及油艙這類限制性空間燃油油氣蒸發(fā)排放問題，前人基于數(shù)值模擬方法開展了深入研究。有學(xué)者采用計算流體動力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬手段研究汽油飛濺加載情況下的油氣產(chǎn)生問題，討論加載速度、溫度和初始油氣質(zhì)量分數(shù)等因素對汽油揮發(fā)損失的影響[2]。利用Fluent軟件對靜態(tài)燃油蒸發(fā)進行數(shù)值模擬，模擬靜態(tài)燃油受熱蒸發(fā)以及燃油內(nèi)部溫度變化的過程，結(jié)果表明，初始時汽油蒸發(fā)迅速，待輕質(zhì)組分蒸發(fā)完畢后，蒸發(fā)趨勢開始變緩；對不同的升溫速率、壁面溫度、油膜厚度和不同的燃料展開研究，發(fā)現(xiàn)溫度、油膜厚度和不同燃料都對蒸發(fā)有著不同程度的影響[3]?；贔luent軟件建立加油過程氣液兩相流動和蒸發(fā)相變計算流體動力學(xué)數(shù)值分析模型，討論加油速度和燃油溫度對蒸發(fā)排放的影響，結(jié)果表明，加油量一定時，燃油蒸發(fā)率隨加油速度加快而增大，隨燃油溫度上升而增大；蒸發(fā)量則隨加油速度加快而減小，隨燃油溫度上升而增大[4]。前人的研究主要集中在車輛等設(shè)備的油箱個體內(nèi)油氣蒸發(fā)及分布數(shù)值模擬研究[5-7]，對于大型艦船柴油艙組及其集中透氣管路系統(tǒng)內(nèi)柴油蒸發(fā)及油氣分布的研究還未見報道。

對于可燃氣體起火爆炸并在管道內(nèi)傳播問題，前人也開展了大量研究工作[8-9]。有學(xué)者研究了輸油管路中汽油蒸氣爆炸規(guī)律，綜合考慮湍流及化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)機理對燃燒的影響，建立詳細流動耦合簡化的詳細化學(xué)反應(yīng)機理的湍流燃燒模型，以有限體積法求解爆炸流動及反應(yīng)控制方程，對二維壓力管道中汽油蒸汽爆炸的過程及規(guī)律進行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)有較好的吻合性[10]。有學(xué)者開展了管道氫氣空氣預(yù)混氣體爆炸特征的試驗研究，使用尺寸為150 mm×150 mm×1 000 mm的方形透明管道，通過試驗觀測了氫氣體積分數(shù)從10%到40%的爆炸火焰形狀、傳播速度與壓力變化規(guī)律[11]。但是前人對于柴油蒸氣的爆炸及其管道中傳播過程研究較少，且實驗研究多使用小尺寸或縮尺實驗?zāi)Ｐ?，對于大型集中式透氣管?nèi)可燃氣體爆炸及傳播過程的研究十分有限。

文中擬通過數(shù)值模擬方法研究艦船柴油艙組及其集中透氣管內(nèi)不同溫度下靜態(tài)柴油蒸發(fā)及油氣分布規(guī)律，以及該油氣體積分數(shù)分布情況下，一個柴油艙發(fā)生起火爆炸后火焰通過透氣管引發(fā)相鄰油艙爆炸的可能性及危害性。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 油氣蒸發(fā)模擬方法

基于Fluent軟件開展油氣蒸發(fā)模擬，所用模型及相關(guān)輸入?yún)?shù)如下。

相變過程即液態(tài)柴油蒸發(fā)為氣態(tài)可燃蒸氣，氣液兩相之間發(fā)生傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象，采用飽和蒸氣壓與蒸發(fā)速率關(guān)系，將相變過程簡化處理為與氣相質(zhì)量方程相關(guān)的質(zhì)量源來計算相變過程，并采用Fluent自帶組分輸運模型和傳熱模型計算蒸氣擴散和熱傳遞過程。

采用重整化k-ε模型來模擬加油過程中氣液兩相流的流動特性，關(guān)于湍動能k和耗散率ε的方程[12]如下。

柴油屬于輕質(zhì)油料，主要成分為碳原子數(shù)9～2l的正烷烴類，平均組分為正十二烷[13-14]，為簡化模擬，假設(shè)柴油組分為正十二烷，并以正十二烷的物性參數(shù)為模擬輸入?yún)?shù)。

柴油艙內(nèi)油氣體積分數(shù)分布主要為組分輸運問題，關(guān)鍵參數(shù)為組分質(zhì)量擴散系數(shù)。由傳熱傳質(zhì)學(xué)可知，當壓力恒定時，質(zhì)量擴散系數(shù)與溫度之間服從以下規(guī)律：

Df=α·T1.5

式中：α為常數(shù)系數(shù)；T為溫度，K；Df為質(zhì)量擴散系數(shù)，m2/s。由此，可以估算得到不同溫度下柴油組分質(zhì)量擴散系數(shù)，見表1。

1.2 油氣爆炸模擬方法

本文采用FLACS數(shù)值模擬軟件開展柴油艙爆炸及透氣管傳爆模擬研究，相關(guān)假設(shè)、模型和輸入?yún)?shù)如下。

柴油艙內(nèi)油氣爆炸過程是一個帶化學(xué)反應(yīng)的流動過程，爆炸過程極為復(fù)雜，需進行合理的簡化假設(shè)：①模擬氣體滿足真實氣體狀態(tài)方程；②燃燒氣體混合物的比熱容不隨溫度變化，滿足混合規(guī)則；③可燃性氣體爆炸過程為單步可逆反應(yīng)。

考慮爆燃為理想氣體的加熱膨脹，氣體動力學(xué)可用連續(xù)方程、動量方程和能量方程等基本方程表示。模型所包括的基本方程：連續(xù)方程、動量方程、能量方程、湍流動能方程、湍流動能耗散率方程、燃料組分方程和混合物組分方程，可以用統(tǒng)一形式表示：

此外，選用湍流燃燒時均方程組描述流場；用k-ε湍流模型描述燃燒過程中的湍流變化；采用β-火焰模型描述燃燒過程中燃燒反應(yīng)速率的變化；用壁面函數(shù)法處理近壁區(qū)流場的變化。

2 柴油艙及透氣管模型

選取某艦船柴油艙及其連通透氣管(見圖1)為研究對象，進行1∶1數(shù)值建模，其中柴油艙外形為長方體，尺寸約為3 750 mm(長)×1 800 mm(寬)×1 000 mm(高)×2(艙)，透氣管豎直高度7 000 mm，水平長度4 000 mm。

油氣蒸發(fā)模擬時，考慮柴油艙組在空間布置上具有對稱性，選左半邊區(qū)域開展建模計算，體積分數(shù)測點分布見圖2。油艙內(nèi)測點共6個，其中測點1、2、3的高度均為0.7 m，測點4、5、6的高度均為0.9 m；透氣管內(nèi)測點共7個，其中測點7、8、9、10、11的高度分別為2.75 m，4.5 m、6.25 m和8 m。

爆炸模擬時，則建立完整模型開展計算，溫度和壓力測點布置見圖3，測點1～6的高度分別為0.5 m、2 m、3 m、5 m、7 m和8 m，測點7～12的位置關(guān)于模型中軸線與1～6號測點對稱。

圖1 某艦船油艙及其透氣管尺寸示意

圖2 油氣蒸發(fā)模擬測點分布

圖3 爆炸模擬測點分布

3 數(shù)值模擬及其結(jié)果分析

3.1 柴油艙內(nèi)柴油蒸發(fā)過程

進行柴油艙柴油蒸發(fā)模擬時，設(shè)定油艙裝油量為50%，分別針對環(huán)境溫度為20、40、60、80 ℃時的柴油液面處自然蒸發(fā)及艙內(nèi)油氣組分輸運過程開展研究。結(jié)果表明，不同環(huán)境溫度下，柴油蒸發(fā)和油氣輸運過程類似，僅蒸發(fā)及組分輸運速率有所不同，因此以80 ℃時柴油蒸發(fā)和油氣輸運過程為例進行分析，見圖4。

初始，柴油液體在液面處產(chǎn)生揮發(fā)，靠近液面處蒸氣體積分數(shù)接近該溫度下飽和蒸氣體積分數(shù)。

隨后，蒸氣向上擴散輸運，填充柴油液體上部艙體空間和透氣管內(nèi)空間。分析該模擬條件下組分輸運的驅(qū)動力，主要有：由于蒸氣離開液面向上擴散，空氣必然向液面擴散形成空氣擴散流，空氣并不會穿透液面使得空氣在氣-液相分界面上總物質(zhì)流為零，因此，除有擴散流之外還有一個與空氣擴散流方向相反的空氣-蒸氣混合氣的整體質(zhì)量流，蒸氣擴散流加之混合氣整體質(zhì)量流即為斯蒂芬(Stefan)流；艙壁和柴油會逐漸加熱艙內(nèi)和下部透氣管內(nèi)空氣，使得下部空氣密度降低，與上部空氣形成密度差，形成煙囪效應(yīng)，造成下部氣體向上整體宏觀浮力流動。此外，柴油蒸發(fā)及艙內(nèi)和透氣管內(nèi)空氣升溫會導(dǎo)致氣體膨脹，膨脹力做功導(dǎo)致氣體向透氣管出口流動，加速蒸氣擴散輸運過程。

模擬結(jié)束時，柴油艙內(nèi)蒸氣分布基本達到穩(wěn)定狀態(tài)。此時柴油艙和透氣管內(nèi)柴油蒸氣體積分數(shù)較高，并隨著到透氣管出口的沿程距離減小，油氣體積分數(shù)稍有衰減，但體積分數(shù)差值小于0.1%，總體接近于該溫度下柴油飽和蒸氣體積分數(shù)。

3.2 油溫對蒸發(fā)的影響

圖5為環(huán)境溫度為20、40、60、80 ℃時測點油氣體積分數(shù)變化曲線。

圖5 不同環(huán)境溫度下測點油氣體積分數(shù)變化

由圖5可見，同一溫度下的相同時刻測點離上端通大氣口越近，蒸氣體積分數(shù)值越低；測點越接近柴油液面，體積分數(shù)值增加越快。不同溫度下，不同測點測得體積分數(shù)隨時間變化曲線具有相似性，均呈隨時間增加蒸氣體積分數(shù)值逐漸增大隨后逐漸趨于穩(wěn)定的“S”型曲線，差異主要集中在趨于穩(wěn)定時體積分數(shù)值不同，且達到穩(wěn)定的時間快慢不同，模擬工況環(huán)境溫度越高，達到穩(wěn)定時的體積分數(shù)值越高。不同溫度下趨于穩(wěn)定時平均體積分數(shù)值統(tǒng)計見表2，20 ℃時趨于平衡時艙內(nèi)和透氣管內(nèi)油氣平均體積分數(shù)為0.040%，40 ℃、60 ℃和80 ℃時分別為0.171%、0.597%和1.753%。同時環(huán)境溫度越高，達到穩(wěn)定體積分數(shù)的時間越快，主要是因為溫度越高，柴油液面處蒸發(fā)速率越大導(dǎo)致體積分數(shù)梯度越大，且質(zhì)量擴散系數(shù)越大。

3.3 不同工況下柴油艙組傳爆危險性

3.3.1 60 ℃環(huán)境溫度下模擬結(jié)果

表2 模擬得到達到平衡時油蒸氣平均體積分數(shù)

針對150 mm直徑透氣管，對60 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^程進行數(shù)值模擬。由圖6可見，初始階段火焰以球形向外自由膨脹，該過程中火焰?zhèn)鞑ゲ皇芘摫诿娴挠绊?。其傳播速度主要受層流燃燒速度Vf、膨脹比σ和火焰結(jié)構(gòu)參數(shù)ζ影響，即

Vf=ζσSL

式中：膨脹比σ是未燃預(yù)混氣體和燃燒產(chǎn)物的密度之比，對于球形火焰其結(jié)構(gòu)參數(shù)ζ可以取2(相對于平面火焰而言)。隨著火焰接觸壁面和透氣管入口，火焰不再呈現(xiàn)球形，并沿透氣管向上傳播，但由于管壁的降溫作用，火焰?zhèn)鞑ゼs2 m后熄滅，模擬到2.4 s時自動結(jié)束。整個過程柴油艙發(fā)生點燃爆炸，但是火焰未能通過透氣管引起相鄰艙室起火爆炸。

圖6 60 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑150 mm)內(nèi)不同時刻火焰?zhèn)鞑デ闆r

圖7為60 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑150 mm)內(nèi)測點溫度隨時間變化曲線。溫度數(shù)據(jù)顯示僅有艙內(nèi)及透氣管入口處溫度明顯上升，最高溫度分別達到2 002 ℃和781 ℃，其余測點溫度均未明顯變化，表明柴油艙組未發(fā)生傳爆現(xiàn)象。

圖7 60 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑150 mm)內(nèi)測點溫度隨時間變化曲線

3.3.2 80 ℃環(huán)境溫度下模擬結(jié)果

針對150 mm直徑透氣管，對80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^程進行了數(shù)值仿真，結(jié)果與60 ℃時工況類似。由圖7可見，初始階段火焰以球形向外自由膨脹，隨著接觸壁面和透氣管入口，火焰開始沿透氣管向上傳播。80 ℃工況下火焰?zhèn)鞑ジ?，且火焰沿透氣管向上傳播距離更長(約為3 m)，但隨后火焰仍熄滅，模擬在2.25 s左右自行結(jié)束。整個過程柴油艙被點燃爆炸，但是火焰未能通過透氣管引起相鄰艙室起火爆炸。

圖8 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑150 mm)內(nèi)不同時刻火焰?zhèn)鞑デ闆r

圖9為80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑150 mm)內(nèi)測點溫度隨時間變化曲線。溫度數(shù)據(jù)顯示僅有靠近點火處1～3測點溫度明顯上升，最高溫度分別為2 017 ℃、1 134 ℃和626 ℃，同樣表明柴油艙組間未發(fā)生傳爆現(xiàn)象。

圖9 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑150 mm)內(nèi)測點溫度隨時間變化曲線

3.3.3 80 ℃環(huán)境溫度下模擬結(jié)果

由于以上兩種工況均未發(fā)生傳爆現(xiàn)象，火焰在透氣管傳播階段自行熄滅，推測透氣管管徑是限制傳爆的主要因素。因此，選取最危險工況(艙內(nèi)溫度為80 ℃、艙中部點火)并將管徑增大為500 mm開展模擬研究。

圖10為80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^程，初始階段火焰同樣以球形向外自由膨脹。該過程中，火焰面相對光滑，可以看做層流傳播。隨著火焰繼續(xù)膨脹，火焰表面呈現(xiàn)不規(guī)則性，說明火焰?zhèn)鞑ミ^程中逐漸湍流化，隨著火焰在透氣管內(nèi)傳播，火焰表面更加不穩(wěn)定。當透氣管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ブ恋谝欢嗡胶拓Q直管道拐角時(模擬時間約1.4 s)，火焰突然加速，速度超過200 m/s，并瞬間點燃相鄰油艙引發(fā)爆炸。分析認為，該過程受到熱擴散不穩(wěn)定性和朗道-達里厄不穩(wěn)定性影響，同時因為火焰在傳播過程中會產(chǎn)生聲波。該聲波以當?shù)芈曀傧蚯皞鞑ィ斢龅脚摫诿鏁r，會形成反射，當反射聲波作用于火焰面時，會引起亥姆霍茲不穩(wěn)定性。

圖10 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500mm)內(nèi)不同時刻火焰?zhèn)鞑ミ^程

圖11為80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點溫度隨時間變化曲線?？梢钥闯龈鱾€測點溫度均存在明顯變化，各測點最高溫度均在1 900～2 200 ℃見表3。

圖12為80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點壓力隨時間變化曲線。各測點壓力在1.4～1.5 s區(qū)間內(nèi)存在明顯峰值，且不同測點超壓峰值存在明顯差異，統(tǒng)計見表4。隨著測點離點火源距離增大，壓力增大，被點火艙超壓最高，達到5.55 MPa。

圖11 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點溫度隨時間變化曲線

圖12 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500mm)內(nèi)測點超壓隨時間變化曲線

表3 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點最高溫度

表4 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點最高壓力

圖13為80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點區(qū)間平均火焰?zhèn)鞑ニ俣?。其中透氣管末端到被點火艙內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣茸羁欤咏? 000 m/s。

圖13 80 ℃環(huán)境溫度下艙中部點火時柴油艙及其透氣管(直徑500 mm)內(nèi)測點區(qū)間平均火焰?zhèn)鞑ニ俣?/p>

4 結(jié)論

利用Fluent和Flacs軟件對柴油艙組及其集中透氣管內(nèi)柴油油氣蒸發(fā)分布及燃燒爆炸進行模擬。在文中模型體系下，F(xiàn)luent模擬結(jié)果顯示，靜態(tài)柴油蒸發(fā)產(chǎn)生油蒸氣，在擴散力、浮力、史蒂芬流、熱膨脹等驅(qū)動力作用下輸運擴散至充滿整個油艙和透氣管，隨著靠近透氣管頂部通大氣口蒸氣體積分數(shù)略有衰減，但總體接近該溫度下飽和蒸氣體積分數(shù)值。不同溫度工況下，溫度越高，達到平衡時艙內(nèi)和透氣管內(nèi)平均體積分數(shù)值越高，20、40、60和80 ℃時平均體積分數(shù)值分別為0.004%、0.171%、0.597%和1.753%。針對150 mm直徑透氣管，F(xiàn)LACS模擬結(jié)果顯示，柴油艙溫度為60 ℃且艙中部點火、柴油艙溫度為80℃且艙中部點火兩種工況下，點火柴油艙均發(fā)生燃燒爆炸，但在透氣管內(nèi)火焰自行熄滅，并未點燃相鄰柴油艙。透氣管直徑改為500 mm時，當柴油艙溫度為80 ℃且艙中部點火時，火焰可以通過透氣管傳播并引發(fā)相鄰艙室燃燒爆炸，被點火艙溫度達2 100 ℃，超壓達55.5 MPa，最高傳播速度接近2 000 m/s。

以上結(jié)論是在對模型進行一定簡化的基礎(chǔ)上通過數(shù)值模擬得到的，在考慮柴油組分時將其簡化為正十二烷。實際上，長時間存放的柴油會發(fā)生老化裂解，產(chǎn)生短鏈烷、烯、炔烴類物質(zhì)，增加油氣的燃爆危險性。因此，下一步應(yīng)開展相關(guān)實驗研究真實情況下艦船柴油艙組及其集中透氣管內(nèi)柴油蒸氣燃爆問題。