側(cè)向風對航母甲板油池火災影響分析

朱旭程, 袁書生, 曾 亮

(海軍航空工程學院 飛行器工程系, 山東 煙臺 264001)

航母火災是影響航母和艦載機安全的一個重要因素[1]。文獻[2]總結分析了自1942年以來國內(nèi)外(主要是美軍)航母火災發(fā)生原因、致災后果、消防設施與防控經(jīng)驗措施等。航母甲板是艦載機完成燃油加注、彈藥補充等活動的場所,一旦出現(xiàn)火災極易引起爆炸事故。航母甲板火災出現(xiàn)的因素很多,如飛機事故、碰撞、油箱破裂、燃油泄漏、彈藥意外發(fā)火等都可能引起甲板起火燃燒,形成區(qū)域火和散流火[3]。隨流體計算技術發(fā)展,近年來國內(nèi)關于火災大渦模擬和大型艦船空氣流場計算的論文也逐漸增多[4],有關航母火災方面的研究主要集中在航母火災危害性、安全性分析方法研究[5],以及艦船消防設施、飛機滅火系統(tǒng)設計方面[6],而關于航母甲板火災流場方面研究資料十分缺乏。

為開展航母甲板火災蔓延與煙氣運動特性研究,本文應用低速氣流運動控制方程組和湍流燃燒大渦模擬方法對不同側(cè)向風速下航母甲板油料火災進行數(shù)值模擬,分析此類火災的蔓延行為特征和流場性質(zhì)對航母甲板滅火系統(tǒng)設計、彈藥艙隔熱防爆設計等問題將會有理論指導和幫助作用。

1 航母甲板火災煙氣運動分析模型

1.1 甲板火災煙氣運動DES方程

航母甲板火災流場是一種結構復雜的燃燒湍流,對瞬時湍流控制方程進行平滑濾波后,可建立火災煙氣運動大渦模擬(DES)方程[3]如下:

(1)

(2)

(3)

(4)

將火災煙氣運動DES方程在交錯網(wǎng)格系上離散,在空間維上采用二階精度差分格式計算,其中對流項采用基于Superbee通量限制器的TVD格式,擴散項采用中心差分格式計算；在時間維上采用顯式二階精度預測校正格式計算,采用局部時間步長加快收斂速度。

1.2 計算域與航母幾何模型的創(chuàng)建

航母模型選取美企業(yè)號航母外形,甲板長333 m、寬78 m,離水面高20.0 m,艦島長、寬、高分別為20 m、12 m、20 m,艦島幾何中心距甲板前沿190 m。當飛機失事造成燃油泄漏時,典型的燃油散流火面積[3]可達85～100 m2,油層平均厚度2～3 cm。這里設置飛機漏油位于航母艦體對稱面上,液體區(qū)域距甲板前沿185 m、長寬10 m、厚度2 cm。選取圖1所示的計算域,長420 m、寬200 m、高100 m。航母模型位于計算域垂直對稱面(y=0)上,甲板前沿距離計算域入口50 m。

圖1 航母模型與計算區(qū)域示意圖

1.3 計算網(wǎng)格生成與條件參數(shù)設置

采用FDS6.0軟件[7]進行求解、生成計算網(wǎng)格。在各坐標方向上分別采用均勻網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格結點數(shù)目取為420×200×100。計算時間取300 s,時間步長由CFL數(shù)確定。計算中不考慮海浪的影響,假設海面為水平的固體壁面。取海面處大氣溫度為20 ℃,大氣溫度變化率Γ=-0.005 K/m。在計算域入口(x=0),給定風速條件,出口和垂直側(cè)面采用自由邊界條件,上表面采用滑移邊界條件。在計算域的開口表面上,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)。為模擬進口處的擾動,對速度邊界條件加上隨機噪聲,并取隨機噪聲為均勻分布。

1.4 選擇設置附加模型

(5)

液體燃料發(fā)生火災時,假設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到沸點時,其表面上燃料蒸氣體積分數(shù)Xf符合Clausius-Clapeyron關系式[10]:

(6)

其中,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。

將池內(nèi)的液體視為厚壁固體,即僅僅考慮著火表面法向的導熱,不考慮液體內(nèi)的對流換熱,采用一維雙通量模型計算環(huán)境向液體內(nèi)部的熱輻射。

2 航母甲板火災流場特性分析

為研究不同側(cè)向風速對航母甲板油池火災影響規(guī)律,考慮風速v為0、1、3、5 m/s情況下的左側(cè)來風。

圖2給出了油池(x=235 m處)附近甲板上熱流密度隨時間(時間從前甲板端開始)變化的模擬結果。由圖2可以看到,當無風時,油池火災引起的航母甲板上各處的熱流密度基本對稱；當存在左側(cè)面來風后,油池火災引起的航母甲板上各處的熱流密度不再對稱,側(cè)風對火災釋熱速度有較大影響,而且側(cè)風越大釋熱率波動幅度越大；當v=1 m/s時,油池前后甲板上熱流密度盡管存在差異,但差別不大,變化趨勢一致；油池右側(cè)(背風側(cè))甲板上熱流密度與油池左側(cè)(迎風側(cè))的明顯不同,在t=40 s前,油池背風側(cè)(右側(cè))甲板上熱流密度明顯高于油池迎風側(cè)(左側(cè))的,說明此期間火焰偏向艦右舷；而t=40 s后,油池迎風側(cè)(左側(cè))甲板上熱流密度則明顯高于油池背風側(cè)(右側(cè))的,說明此期間火焰偏向艦左舷。當v=3 m/s時,油池前后甲板上熱流密度也出現(xiàn)較大差異;在t=25 s前,油池前后甲板上熱流密度基本相同；在t=25 s至t=40 s期間,油池后甲板上熱流密度明顯高于油池前的;在t=50 s 左右一小段時間內(nèi),油池前甲板上熱流密度變?yōu)楦哂谟统睾蟮?在t=55 s后,油池后甲板上熱流密度又高于油池前的；在t=15 s,油池右側(cè)(背風側(cè))甲板上熱流密度與油池左側(cè)(迎風側(cè))的明顯不同,油池左側(cè)(迎風側(cè))甲板上熱流密度基本接近零；在t=15 s至t=25 s期間,油池左右側(cè)甲板上熱流密度差別不大;在t=25 s至t=40 s期間,油池左側(cè)甲板上熱流密度略高于右側(cè)的;而t=50 s左右,油池右側(cè)甲板上熱流密度則出現(xiàn)一個明顯高于油池左側(cè)的一個小的時間段。當v=5 m/s時,在t=10 s前,油池前后甲板上熱流密度基本相同；在t=10 s至t=50 s期間,油池后甲板上熱流密度高于油池前的;在t=50 s至t=70 s期間,油池后甲板上熱流密度變?yōu)楦哂谟统厍暗?在t=75 s后,油池前甲板上熱流密度則高于油池后的；在t=12 s前,油池左側(cè)(迎風側(cè))甲板上熱流密度基本接近零,油池右側(cè)(背風側(cè))甲板上熱流密度明顯高于油池左側(cè)(迎風側(cè))的,在t=12 s后,油池右側(cè)甲板上熱流密度非常小,在火災蔓延的以后過程中,油池左側(cè)甲板上熱流密度明顯高于油池右側(cè)的。

圖2 甲板上不同位置熱流密度隨時間變化

上述分析表明,受側(cè)面風的影響,航母甲板油池火災釋熱率隨著側(cè)面風速呈非單調(diào)變化,火焰在氣流中發(fā)生了明顯的擺動。

為了說明左側(cè)來風對火焰蔓延及煙氣運動的影響,圖3、圖4分別給出了t=10 s 和t=45 s 時油池附近(x=235 m)航母垂直面煙氣溫度分布情況，由圖可見,當無風時,火焰基本是位于油池正上方、左右對稱。當側(cè)面風速為1 m/s時,火焰根部也基本上位于油池正上方,在t=10 s時刻主火焰區(qū)出現(xiàn)順風方向傾斜,而火羽流有向逆風偏轉(zhuǎn)的趨勢；但在t=45 s時刻主火焰區(qū)出現(xiàn)逆風方向傾斜,而火羽流沿順風方向運動。當側(cè)面風速為3 m/s時,火焰與火羽流偏向順風方向,傾角約為56 °,火焰根部沿順風方向上出現(xiàn)偏移,在t=10 s時偏移量約18 m,在t=45 s時偏移約10 m；當側(cè)面風速為5 m/s時,火焰與火羽流沿順風方向的傾角減小到約為30°,在t=10 s時火焰根部沿順風方向偏移約18 m,但在t=45 s時火焰根部卻向逆風方向偏移15 m左右。

出現(xiàn)上述現(xiàn)象原因是側(cè)風、艦島及火羽流運動特性的綜合影響。首先,火焰與火羽流在燃燒熱和浮力的作用下,具有較強的向上運動趨勢；同時,在左側(cè)來風的影響下、火焰和火羽流有順風運動趨勢,因為艦島位于油池右側(cè),火焰與火羽流在向右運動過程中必然還會受到艦島的限制作用。這些因素的綜合作用,就形成了圖3和4所示的火焰和煙氣運動特點。

圖3 甲板上方煙氣溫度分布 (t=10 s)

圖4 甲板上方煙氣溫度分布(t=45 s)

為進一步研究側(cè)面風速對煙氣壓強影響,圖5給出了t=45 s時航母艦艏艉垂直對稱面內(nèi)(y=0)煙氣壓強分布計算結果。從圖可以看出,當無風和側(cè)向風速為1 m/s時,甲板油池火災對氣流壓強分布的影響不大；當風速為3 m/s和5 m/s時,甲板油池火災將在甲板上方產(chǎn)生正壓、負壓間斷氣流區(qū)域,風速越大、正負壓區(qū)的壓差越大,但正壓、負壓區(qū)個數(shù)不隨側(cè)向風速大小發(fā)生變化。

圖5 航母艏艉對稱平面內(nèi)甲板上方壓強分布(t=45s)

3 實驗分析與結果驗證

3.1 風洞實驗裝置

為驗證理論計算結果，并進一步了解甲板火災煙羽非定常特性,進行了艦模甲板火災流場實驗。實驗裝置由洞體、動力系統(tǒng)、測控系統(tǒng)等部分組成[11],見圖6。洞體尺寸13 m×4.8 m,軸線高1.4 m,用4 mm厚鋼質(zhì)板材焊接而成,由實驗段、喇叭口、擴散段、拐角導流片、等直段、動力段、第二擴散段、穩(wěn)定段、收縮段等組成,支撐于34根立柱上。實驗段尺寸Φ0.75 m×1.2 m,穩(wěn)定段內(nèi)設置蜂窩器和整流網(wǎng)以提高流場品質(zhì)。動力部分由三相交流變頻裝置、Y180-L型三相異步電動機及螺旋槳組成。測控部分主要包括模型測力測壓裝置、PIV流場測量裝置、α/β角度機構、工控機(A/D及測控軟件)組成。測力裝置由半彎刀模型支架、TP24A桿式六分力應變天平；測壓裝置由半彎刀雙臂式測壓模型支架、電子壓力傳感器組成。PIV流場測量裝置[12]可直觀顯示流場流態(tài)并定量測量非定常流渦旋產(chǎn)生與發(fā)展。光源選用集成式雙Nd:YAG 激光器,激光波長532 nm 綠光。同步器控制激光脈沖和圖像捕捉次序。采用64位PowerView2M CCD 攝像機,采集模式Straddle(跨幀),速率4.5 Hz,圖像處理軟件Insight,顯示軟件Tecplot。

圖6 風洞實驗裝置

3.2 實驗原理

圖7為實驗原理圖。粒子發(fā)生器在風洞穩(wěn)定段中央產(chǎn)生示蹤粒子,控制移測機構使粒子發(fā)生器在縱向和橫向定位；頂部激光發(fā)生器產(chǎn)生高質(zhì)量雙脈沖激光,經(jīng)片光形成器形成激光片光,控制片光移測機構使片光在流場上旋轉(zhuǎn)或移動,以便觀察不同剖面中渦流情況；用攝像機對流場縱向和展向剖面流態(tài)進行記錄,經(jīng)過計算機圖像數(shù)據(jù)處理顯示速度矢量場。雖然大縮比艦模實驗的雷諾數(shù)小于實際值,但由于風速較低、物體尖銳邊緣的氣流分離點不隨雷諾數(shù)變化,雷諾數(shù)差異對本實驗結果的影響不大,可用于粗略驗證計算結果。

3.3 實驗步驟

(1) 安裝耐火合金實驗艦模和風洞實驗段支架,采用庚烷燃燒液體代替飛機漏油在小油池中點燃,采用帶固定鐵板的防火壁紙模擬海面；

(2) 開啟風洞,打開激光發(fā)生器和片光形成器,校準PIV系統(tǒng)；

(3) 在實驗風速帶范圍內(nèi)調(diào)節(jié)變頻器,移動片光觀測不同風速風向下艦模甲板火災流場流態(tài)的變化過程。

圖7 實驗原理圖

3.4 實驗結果

圖8為t=45 s時刻實驗觀測到的煙粒子速度矢量分布情況。觀測時間為點火后15～50 s范圍。在無風v=0 m/s情況下,火焰根部位于油池正上方,燃燒主過程基本穩(wěn)定,火焰存在瞬間波動,火焰和煙羽有較強的向上運動趨勢,煙氣分布左右基本對稱;當風速v=3 m/s時,火焰燃速增大,主火焰具有隨氣流渦動方向傾斜趨勢,火焰根部順氣流方向后移并隨渦飄擺,等效偏移量約10～12 m左右,火焰煙羽沿順風方向傾角約為60°。當風速v=5 m/s時,火焰燃速有所減小,主火焰氣流渦動增大增強,火焰根部等效偏移量約-10～15 m左右,火焰煙羽仍偏向順風方向,傾角約為36°,實驗與計算結果對比見表1,說明兩者符合較好。

表1 實驗與計算結果對比

圖8 甲板上方垂直面內(nèi)煙粒子速度分布(t=45s)

4 結論

(1) 風速對火焰位置和燃速有較大影響,航母甲板火災釋熱率與風速大小成非單調(diào)變化關系。

(2) 在側(cè)向風、艦島和運動火羽流的綜合作用下,在甲板上方形成正壓和負壓間隔交替的氣流區(qū)域,側(cè)向風速度越大,正壓和負壓區(qū)之間壓差越大。

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