?；芳b箱燃爆溢流火在相鄰空間內(nèi)的火行為特征研究

汪侃，時婷婷，汪金輝，張雪

（上海海事大學(xué)海洋科學(xué)與工程學(xué)院，上海201306）

引 言

隨著全球沿海各大港口危險化學(xué)品（以下簡稱“?；贰保┴浳锿掏铝恐鹉赀f增，以集裝箱運輸?；坟浳锏恼急入S之日益增大。?；芳b箱在堆場內(nèi)的裝卸與存儲過程中，存在著由于環(huán)境、人為因素等所導(dǎo)致的?；钒踩[患[1]。一旦危化品集裝箱內(nèi)的危險物質(zhì)自燃或其發(fā)生泄漏被引燃，將在箱體內(nèi)發(fā)生燃燒與爆炸事故。?；芳b箱內(nèi)的可燃物質(zhì)充分燃燒后，由于箱體內(nèi)的助燃?xì)怏w消耗殆盡，因此一部分氣相可燃物質(zhì)將會隨著高溫?zé)煔鈴募b箱一側(cè)開口溢出。溢出的可燃性氣體卷吸著箱體外部的新鮮空氣并與之混合，持續(xù)燃燒進而產(chǎn)生?；芳b箱一側(cè)開口的溢流火。?；芳b箱燃爆所形成的開口溢流火焰溢出后，將在相鄰的?；芳b箱所構(gòu)成的受限空間內(nèi)蔓延。隨著相鄰集裝箱箱體之間的間距不同，開口溢流火火焰與空氣卷吸受到一定限制，并導(dǎo)致集裝箱開口溢流火羽流沿豎向和徑向的溫度分布以及溢流火焰高度的變化。此時，溢流火的火焰和煙氣產(chǎn)生的高溫將會使相鄰危化品集裝箱體受熱，致使受熱箱體內(nèi)的危化品自燃，引發(fā)大規(guī)模的危化品集裝箱堆場多米諾事故?；诖?，開展針對?；芳b箱相鄰空間開口溢流火行為特征與熱災(zāi)害機理的研究極為必要。

對于溢流火的演化機制與模型的研究，一直是火災(zāi)科學(xué)領(lǐng)域的研究熱點，其研究過程中涉及火羽流、材料熱解、火焰蔓延等諸多方面[2-5]。自由邊界條件的受限空間開口火溢流研究始于1960 年初，Yokoi 等[6]基于小尺寸燃燒室實驗，針對不同開口溢流火的火焰溫度、速度分布及溢出火焰高度開展研究，研究發(fā)現(xiàn)火羽流與火焰的跡線受到開口的橫縱比的影響很大。Thomas 等[7-8]假設(shè)溢流火的火焰寬度維持不變，結(jié)合實驗數(shù)據(jù)與開口形狀因子和燃燒速率，推導(dǎo)得到了描述通風(fēng)口噴射火焰高度和火焰前鋒到窗口所在壁面水平距離的經(jīng)驗關(guān)系式。Oleszkiewicz[9]開展了縮比例和全尺寸的溢流火焰實驗。分別以木材和丙烷為實驗對象，研究了火焰沿建筑外立面豎向蔓延的傳播特征，以及火焰對外墻表面的熱輻射作用。研究發(fā)現(xiàn)，從形狀較窄的窗口中噴射火焰?zhèn)鬏數(shù)乃骄嚯x能達到窗口高度的1.5倍。20 世紀(jì)90 年代以后，眾多學(xué)者[10-12]開始研究豎直擋墻和挑檐對火溢流的影響。研究結(jié)果顯示無量綱溫度與尺寸和著火溫度無關(guān)，能夠基于小尺度實驗的結(jié)果來預(yù)測真實尺度的窗口射流羽流溫度。Klopovic 等[13-15]對比了有無環(huán)境風(fēng)條件下溢流行為的差異，研究表明在不同通風(fēng)口高度下，環(huán)境風(fēng)的存在會引起二次起火。Himoto 等[16-18]開展了火焰溢流和近壁面行為的研究，根據(jù)實驗觀測引入無量綱熱釋放速率參數(shù)，并由此得到溫升軌跡與火焰寬度的表達式。Delichatsios 等[19-22]通過搭建長走廊形狀的開口火溢流實驗臺，以丙烷為火源研究了不同火源位置和開口條件下燃燒室內(nèi)外溫度分布以及燃燒室外的熱通量變化規(guī)律。該研究針對溢流火焰高度進行研究后發(fā)現(xiàn)，在通風(fēng)控制燃燒階段，室外溢出的火焰可以假定為位于中性面處邊長分別為l1和l2的矩形火源產(chǎn)生。Hu等[23-29]對于不同邊界條件下建筑外立面火焰溢出行為開展研究，提出了火焰溢出概率與無量綱火源功率以及通風(fēng)因子的耦合關(guān)系模型。此外，針對?；芳b箱事故后引發(fā)的多米諾效應(yīng)，Lee 等[30-32]的研究表明一次大型事故由多個連環(huán)事故共同造成，該研究強調(diào)了多米諾效應(yīng)在危險品爆炸事故中起著巨大影響，通過調(diào)整設(shè)施之間的間距能夠較為有效地減少多米諾效應(yīng)所致的損失。

通過國內(nèi)外現(xiàn)狀的調(diào)研不難發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有研究主要圍繞不同外部邊界條件下建筑物外立面開口溢流火的火焰行為特征及傳播規(guī)律，針對相鄰?；芳b箱堆疊環(huán)境中發(fā)生溢流火現(xiàn)象的關(guān)注仍然甚少。當(dāng)?；芳b箱箱體內(nèi)發(fā)生燃爆事故后，所產(chǎn)生的燃燒火焰會在相鄰集裝箱箱體之間的有限空間內(nèi)蔓延，高溫羽流將可能誘發(fā)更大范圍的重大多米諾事故災(zāi)害。為此，開展相鄰?；芳b箱外立面開口溢流火的火焰行為特征與熱災(zāi)害分析的研究，對?；芳b箱堆場內(nèi)的轉(zhuǎn)運與存儲安全具有十分重要的現(xiàn)實意義。本研究結(jié)合理論分析與數(shù)值模擬的方法，對相鄰?；芳b箱受限區(qū)域內(nèi)的溢流火火焰高度、流場、溫度等特征參數(shù)進行研究。并與集裝箱箱體的開口尺寸、火源條件進行無量綱綜合分析，建立適用于?；芳b箱燃爆開口溢流火的特征參數(shù)模型。本研究有助于推進對危化品集裝箱堆場內(nèi)進行科學(xué)、有針對性的防火防爆設(shè)計，更能夠為?；芳b箱堆場內(nèi)的安全管理與應(yīng)急部署提供重要的理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法與設(shè)置

1.1 物理模型

集裝箱內(nèi)的?；钒l(fā)生燃爆是一個十分復(fù)雜的事故過程。該過程包含了帶有化學(xué)反應(yīng)，伴隨質(zhì)量、能量、物質(zhì)交換的流動等各個不同階段。為此，在數(shù)值程序中建立物理模型之前，有必要對本次模擬過程進行基本假設(shè)。

(1)根據(jù)某港口?；芳b箱堆場內(nèi)存放危險物質(zhì)的實際情況，該存放物質(zhì)符合2.1 類危險品殺蟲噴霧劑（UN1950）中推進劑的要求，因此，在本次模擬中選取丙烷為主的可燃介質(zhì)；

(2)在?；芳b箱內(nèi)，參與反應(yīng)的可燃混合氣體均視為理想氣體，滿足理想氣體狀態(tài)方程；

(3)?；芳b箱內(nèi)的可燃混合氣體，其發(fā)生的燃燒與爆炸過程視為單向化學(xué)反應(yīng)，屬于不可逆過程；

(4)?；芳b箱的箱門大小參照實地觀察值來設(shè)置，不考慮箱門虛掩的情況。

本次模擬根據(jù)某港口?；芳b箱堆場內(nèi)符合國際標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格的箱體，其物理模型的尺寸為20 GP 的箱體。該規(guī)格為20 GP 的?；芳b箱，其具體尺寸為6.058 m（長）×2.438 m（寬）×2.591 m（高）。考慮到在CFD 軟件的建模過程中，網(wǎng)格設(shè)置往往會影響模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。在本次建模中，?；芳b箱模型尺寸設(shè)置為6.0 m（長）×2.4 m（寬）×2.6 m（高），集裝箱箱體的壁厚厚度為0.1 m。本次數(shù)值模擬選用全尺寸3D模型，能夠準(zhǔn)確地反映?；芳b箱燃爆后火焰蔓延與煙氣流動情況。由于數(shù)值模擬關(guān)注?；芳b箱箱體之間的溢流火火焰的行為特征與傳播特性，因此將對局部計算區(qū)域進行網(wǎng)格加密，這樣更有助于模擬計算結(jié)果的精確度。在模擬計算域的三個坐標(biāo)軸（XYZ）方向上，對危化品集裝箱模型所在計算域進行加密，其最小的網(wǎng)格尺寸為0.1 m。本次模擬所對應(yīng)的計算區(qū)域為：0～23.0 m（X軸方向）、0～25.0 m（Y軸方向）、0～23.0 m（Z軸方向），模擬的總網(wǎng)格數(shù)量為252540。?；芳b箱的堆放模式符合實際場景布置，模擬中選擇疊放模式，如圖1所示。

圖1 ?；芳b箱堆場內(nèi)的實際堆放與物理模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of stacked hazardous chemical container and its physical model

圖2 數(shù)值模型與模擬中各個監(jiān)測點的布設(shè)位置Fig.2 Layout of numerical model and all monitoring positions in simulation process

本文研究對象為?；芳b箱燃爆后溢流火在相鄰集裝箱受限空間內(nèi)的火焰?zhèn)鞑ヅc溫度分布，因此需要在CFD 模擬中設(shè)置相應(yīng)的測點用以數(shù)據(jù)采集。本次模擬將監(jiān)測點設(shè)置在相鄰?；芳b箱模型之間的受限空間以及燃爆事故發(fā)生所在的集裝箱箱體內(nèi)。模擬中所設(shè)置的測點能夠采集溫度、流場等所需數(shù)據(jù)。根據(jù)危化品集裝箱不同擺放位置，每個監(jiān)測點的間距將有所不同，但整體上遵循七排五列的布局，測點總數(shù)為35 個，呈均勻分布（圖2）。根據(jù)國際海運危險貨物規(guī)則（IMDG Code），?；芳b箱堆場內(nèi)的同一箱組兩個相鄰箱體之間的堆放距離不小于0.3 m，兩箱組之間的縱向距離不小于0.6 m。根據(jù)對實際危化品集裝箱堆場內(nèi)的現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，堆場內(nèi)的危化品集裝箱箱體的堆放間距以0.4、0.8 和1.27 m 三種為主。在該港口?；芳b箱堆場的日常作業(yè)中，對于?；芳b箱堆場內(nèi)的箱體之間擺放間距并無明確規(guī)定。為此，在本次模擬研究中，除了設(shè)置了箱體間距為0.4、0.8、1.27 m 三種實際場景外，還設(shè)置了其他10 余種工況。另外，考慮到?；芳b箱內(nèi)的可燃物質(zhì)發(fā)生燃爆事故后箱口不同開口大?。▓D3），模擬進一步對比了三種箱體開口尺寸的情況，具體數(shù)值模擬工況的設(shè)置情況如表1所示。

1.2 邊界及初始條件

根據(jù)某危化品集裝箱堆場內(nèi)的實際場景調(diào)研數(shù)據(jù)可知，堆場所在地區(qū)的全年主導(dǎo)風(fēng)向為東北風(fēng)，實測風(fēng)速為2.0 m/s。假定危化品集裝箱發(fā)生事故時的大氣環(huán)境穩(wěn)定度為47.26%，因此在數(shù)值模擬的模型中選取大氣穩(wěn)定度為D級。大氣壓力設(shè)置為101.325 kPa，周圍環(huán)境溫度設(shè)置為293.15 K，環(huán)境濕度設(shè)置為64%。在模型中，將著火點設(shè)置在?；芳b箱內(nèi)部，靠近丙烷氣體堆放位置上放，在模型中的坐標(biāo)位置為（11.2,10.7,0.2）。模擬中的點火源類型設(shè)置為靜電火花，假定丙烷預(yù)混氣體作為燃料充滿整個危化品集裝箱的箱體內(nèi)部。詳細(xì)的邊界與初始條件設(shè)置如表2所示。

圖3 不同集裝箱開口大小工況示意圖Fig.3 Schematic diagram of numerical model of containers with different opening sizes

開口大小(寬×高)/m2 1.2 m×2.4 m=2.88 m2開口大小(寬×高)/m2 1.8 m×2.4 m=4.32 m2開口大小(寬×高)/m2 2.2 m×2.4 m=5.28 m2 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 0.4 B1 0.4 C1 0.4 0.8 B2 0.8 C2 0.8 1.27 B3 1.27 C3 1.27 2.0 B4 2.0 C4 2.0 2.33 B5 2.33 C5 2.33 2.5 B6 2.5 C6 2.5 3.0 B7 3.0 C7 3.0 3.5 B8 3.5 C8 3.5 4.0 B9 4.0 C9 4.0無遮擋B10無遮擋C10無遮擋

環(huán)境溫度/℃20.0風(fēng)速m/s 2.0風(fēng)向東北大氣穩(wěn)定度D濕度/%64.0環(huán)境壓力/kPa 101.325罐內(nèi)壓力/kPa 4245.517可燃介質(zhì)丙烷點火源類型靜電火花點火源能量/mJ 0.26

1.3 數(shù)值模型驗證

基于此前開展的相關(guān)實驗研究[33-35]，對本次模擬所構(gòu)建的模型及設(shè)置的參數(shù)進行驗證。在實驗研究中，所采用的燃料為丙烷，與本次模擬研究所用的氣體燃料一致。前期的實驗主要為了研究當(dāng)建筑火災(zāi)轟燃發(fā)展至后期時，大量高溫未燃?xì)庖绯觯⑴c外界空氣混合形成開口溢流火的現(xiàn)象。這與本次研究中所涉及的?；芳b箱燃爆形成的開口溢流火在基本原理方面有共通之處，可以作為模擬研究對比分析的理論參考。前期實驗中所設(shè)置的丙烷燃爆溢流火火焰溢出的開口大?。▽挾取粮叨龋椋?0.0 mm×5.0 mm、40.0 mm×5.0 mm、25.0 mm×5.0 mm、10.0 mm×5.0 mm 四種尺寸。根據(jù)實驗工況，本次研究以相同的邊界條件，建立了完全相同的數(shù)值模型進行結(jié)果分析。模擬提取了丙烷燃爆所形成溢流火在不同高度處的火焰溫度數(shù)據(jù)進行對比，如圖4 所示。通過不同開口尺寸下溢流火在不同高度處的火焰溫度分布可以發(fā)現(xiàn)，丙烷燃爆后所形成的開口溢流火的火焰溫度隨著高度具有先增大后下降的趨勢。這是由于當(dāng)溢流火從腔室開口處噴出，其主要是高溫未燃丙烷燃?xì)夂蜔釤煔?，出口后溫度會?jīng)歷一個迅速升溫再不斷衰減的過程。開口火溢流的火焰附壁是由于外立面對于火焰一側(cè)的卷吸限制導(dǎo)致的。卷吸是流場內(nèi)部產(chǎn)生的湍流渦團的脈動對周圍空氣的卷吸現(xiàn)象。湍流浮力火焰卷吸空氣主要受兩類浮力驅(qū)動力的作用。一類為無反應(yīng)熱流的整體浮力作用，另一類為燃燒產(chǎn)生局部溫度差所引發(fā)的浮力作用。這兩類作用力都會在流場內(nèi)部形成湍流渦團，同時借由雷諾應(yīng)力對卷吸產(chǎn)生影響。流場的卷吸主要受火焰的幾何形狀和其所處的外界環(huán)境影響，而溢流火傳播的空間大小直接對上述兩個影響因素起到了決定性作用。根據(jù)不同開口尺寸下開口溢流火火焰溫度隨高度的變化趨勢可知，實驗數(shù)據(jù)與模擬值的吻合度較高，二者之間最小偏差為1.49%。進一步采用T 分布理論對兩組數(shù)據(jù)進行校驗，根據(jù)顯著性檢驗來對比實驗數(shù)據(jù)和模擬值。若假定值P越大，則說明對比的這兩組數(shù)據(jù)之間的差異性越小。校驗結(jié)果顯示，實驗數(shù)據(jù)與模擬值之間的最高假定值為0.88，這體現(xiàn)了極高的吻合度?；谏鲜瞿M與實驗數(shù)據(jù)的驗證，所采用的模擬方法和模型在模擬分析溢流火的火焰行為研究中體現(xiàn)了良好的準(zhǔn)確性，可以適用于本次?；芳b箱燃爆溢流火的研究。

2 結(jié)果與討論

2.1 相鄰空間內(nèi)溢流火的火焰高度

圖5 為?；芳b箱一側(cè)開口下，正面無遮擋時燃爆溢流火的火焰變化。通過該時間點溢流火的火焰云圖，能夠清晰地觀察到火焰在集裝箱一側(cè)蔓延的情況。當(dāng)?；芳b箱內(nèi)發(fā)生燃爆事故后，燃燒火焰從箱體一側(cè)開口溢流出。由于開口的正前方并無其他集裝箱箱體的遮擋，因此可燃?xì)怏w在火源作用下即可與氧氣開始燃燒反應(yīng)。燃燒反應(yīng)釋放化學(xué)能量，已燃?xì)怏w均勻向外膨脹，將能量輸送給鄰近的混合氣層。在燃燒區(qū)域形成高溫區(qū)，進入發(fā)展階段火焰陣面拉伸與未燃?xì)怏w接觸面積變大，導(dǎo)致化學(xué)反應(yīng)速率加快，釋放能量也急劇增加。如圖5 所示，在事故?；芳b箱無正面阻擋的場景中，溢流火焰將卷吸大量來自開口一側(cè)的空氣，其卷吸作用非常強。因而能夠從模擬云圖觀察到燃爆集裝箱的火焰燃燒非常充分，而伴隨而來的溢流火的火焰并不高。

圖4 數(shù)值模擬結(jié)果與實驗測試結(jié)果論證模型的有效性Fig.4 Comparison of the simulated results and experimental data

圖5 無相鄰箱體堆放時的?；芳b箱燃爆溢流火的火焰云圖（模擬時間為0.775 s）Fig.5 Flame contour of spill fire deflagration without adjacent hazardous chemical containers

圖6為不同相鄰間距下?；芳b箱燃爆溢流火的火焰云圖。選取模擬時間為0.765 s 時的火焰云圖可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)危化品集裝箱相鄰間距為0.4 m時，該溢流火的火焰高度為16.77 m。而隨著?；芳b箱箱體之間的間距增大，溢流火焰向上蔓延的趨勢并不顯著，火焰高度逐漸下降并趨于穩(wěn)定。通過對同一時刻下的火焰云圖觀察可以發(fā)現(xiàn)，?；芳b箱一側(cè)開口若存在相鄰箱體，將使得空氣卷吸作用進一步增強。而對于一側(cè)開口處的空氣卷吸作用的增強，將對火焰高度的變化起到主導(dǎo)作用。隨著相鄰?；芳b箱各排箱體之間的間距增加，由于溢流火所溢出火焰會卷吸更多的新鮮空氣，因此，發(fā)生事故的?；芳b箱所形成的溢流火的火焰高度將隨著箱體間距的增大而呈現(xiàn)十分明顯的減低趨勢。若減小?；芳b箱之間的相鄰間距，可以發(fā)現(xiàn)溢流火的火焰高度將會產(chǎn)生不同程度的增加。這是由于?；芳b箱箱體內(nèi)形成的溢流火，其火焰高度的大小主要取決于燃燒火焰的熱釋放速率大小和對周圍空氣卷吸作用的強弱。若溢流火焰的熱釋放速率越大，其溢流火的火焰高度越大。反之，當(dāng)存在一側(cè)開口時，對于新鮮空氣卷吸作用的增強，將使得溢流火的火焰高度降低。

圖6 不同相鄰間距下?；芳b箱燃爆溢流火的火焰高度云圖Fig.6 Flame height contour of spill fire deflagration in hazardous chemical containers with different distances

圖7 ?；芳b箱燃爆溢流火在不同相鄰間距下的火焰平均高度變化Fig.7 Mean flame height variation of spill fire deflagration with different distancesin hazardous chemical containers

圖7為危化品集裝箱燃爆溢流火在不同相鄰空間內(nèi)的火焰平均高度變化曲線。從圖中可以看出，在相鄰?；芳b箱的間距為0.4 m 時，當(dāng)箱體的一側(cè)開口尺寸為2.2 m（寬度）×2.4 m（高度）的工況下，其溢流火的平均火焰高度為6.39 m。當(dāng)危化品集裝箱一側(cè)開口尺寸逐漸縮小，減小至1.8 m（寬度）×2.4 m（高度）時，溢流火的火焰平均高度為5.81 m。若進一步減小集裝箱一側(cè)開口的大小，尺寸為1.2 m（寬度）×2.4 m（高度）時，其所對應(yīng)的溢流火火焰平均高度減小至5.57 m。針對同一時刻同一相鄰間距擺放的?；芳b箱組場景下，三種不同開口尺寸箱體產(chǎn)生的溢流火焰數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，一側(cè)開口尺寸越大，其溢流火的平均火焰高度越高。通過模擬結(jié)果可知，?；芳b箱一側(cè)開口尺寸不同時，當(dāng)開口高度相同而寬度不同時，開口寬度較大的溢流火的火焰平均高度均高于開口寬度較窄的火焰平均高度。這是由于?；芳b箱燃爆形成的溢流火焰在開敞空間內(nèi)能夠自由卷吸新鮮空氣。然而若在壁面附近空氣的卷吸則將受到限制，從而使得溢流火焰的兩側(cè)產(chǎn)生氣流壓力差。這在?；芳b箱箱體一側(cè)開口溢流火的動量和空氣側(cè)向卷吸作用下，溢流火焰將被推離箱體的壁面。對于箱體一側(cè)開口的寬度較小的情況，受來自側(cè)面的空氣卷吸作用，使得溢流火的火焰厚度增大，而同時，其火焰平均高度將會下降。對于危化品集裝箱箱體一側(cè)開口尺寸的寬度較大時，來自箱體兩個側(cè)面的空氣卷吸作用相對較少，這將促使燃爆溢流火焰為獲取更多的空氣而向上側(cè)延伸，因此溢流火的火焰平均高度將增大。

2.2 溢流火的空氣卷吸特性

在無風(fēng)力影響的場景下，在溢流火的火焰高度研究中，Delichatsios 等[19-20,22]學(xué)者提出了在開口中性面（0.4H，其中H為開口高度）處存在一個矩形火源。本研究通過兩個特征長度l1和l2予以表示該矩形火源的寬度和長度，如圖8 所示。?；芳b箱一側(cè)開口溢流而出的火焰，受到除上方疊加?；芳b箱箱體外來自三個方向的空氣卷吸。在前期研究中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)無量綱熱釋放速率值大于1.3 時，溢流火的火焰初始動量較大，其表現(xiàn)為“半軸對稱火”的燃燒狀態(tài)。本模擬中涉及的所有工況，選取的無量綱熱釋放速率值均大于1.3。這也就意味著所有的數(shù)值模擬工況都處于通風(fēng)控制燃燒階段，因而?；芳b箱一側(cè)開口溢流火焰對周圍空氣的卷吸，完全來自開口的正面和側(cè)面。

當(dāng)無量綱熱釋放速率值大于1.3 時，燃爆形成的火焰溢流出?；芳b箱一側(cè)的箱口后，受到來自箱體兩側(cè)及正面三個方向的空氣卷吸作用。根據(jù)開口溢流火矩形火源簡化模型可知，該空氣卷吸的速率與圖8 中所示的矩形火源尺寸特征長度l1和l2以及空氣卷吸系數(shù)α之間存在比例關(guān)系。此外，由于?；芳b箱箱體開口處的正面與側(cè)面的空氣卷吸速率不同，因而在本次研究中引入差異系數(shù)ω。該差異系數(shù)ω用以表示?；芳b箱一側(cè)開口的正面與側(cè)面卷吸的差異性。在引入箱體一側(cè)開口的正面和側(cè)面的空氣卷吸差異系數(shù)后，即可用式（1）來描述總的?；芳b箱一側(cè)開口溢流火的卷吸速率。

當(dāng)相鄰?；芳b箱箱體之間的間距為D≤l2時，來自箱體一側(cè)開口正面的空氣卷吸作用受到抑制。同時，空氣的卷吸量主要來自一側(cè)開口的側(cè)面，如圖9所示。此時，危化品集裝箱燃爆一側(cè)開口溢流火的空氣卷吸速率可以用式（2）和式（3）表示。

圖8 危化品集裝箱燃爆一側(cè)開口溢流火的矩形火源模型Fig.8 Open spill fire model of rectangular fire sources in hazardous chemical container deflagrated side

圖9 不同相鄰間距下?；芳b箱一側(cè)開口溢流火的空氣卷吸作用（D≤l2）Fig.9 Entrainment behavior of open spill fire at difference distances in hazardous chemical container deflagrated side（D≤l2）

圖10 不同相鄰間距下?；芳b箱一側(cè)開口溢流火的空氣卷吸作用（D＞l2）Fig.10 Entrainment behavior of open spill fire at difference distances in hazardous chemical container deflagrated side(D＞l2)

通過對?；芳b箱開口溢流火的卷吸模型分析，獲得不同相鄰間距的集裝箱受限空間的溢流火火焰高度的無量綱表征模型。如圖11 所示，以D

式中，ω為事故集裝箱箱門處的正面和側(cè)面卷吸的差異系數(shù)；D為相鄰集裝箱之間的擺放間距，m。

圖11 取ω定值時的修正效果對比Fig.11 Comparison of optimization results when ω is fixed

基于數(shù)值模擬所得的數(shù)據(jù)，能夠進一步擬合出ω的結(jié)果，如圖12 所示。同時，建立ω與?；芳b箱箱體之間的相鄰間距D的關(guān)系式。在整個擬合過程中，由于前兩項指數(shù)函數(shù)中的系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差不同，為此需要保留兩項而不做合并項，如式（7）所示。

圖12 ω與D的擬合關(guān)系曲線Fig.12 Curve-fitting of ω and D

2.3 受限空間內(nèi)溢流火軸向溫度分布

?；芳b箱內(nèi)發(fā)生可燃物質(zhì)的自燃或泄漏導(dǎo)致燃燒形成溢流火并擴散，其本質(zhì)是以可燃物質(zhì)為燃料的由動量控制的湍流火焰。?；芳b箱內(nèi)的溢流火焰可以通過箱體一側(cè)破裂的箱門溢出，從而形成了緊貼壁面的溢出羽流。所形成的溢流火及溢出的火焰將從事故箱體開口向上蔓延至鄰近堆疊的危化品集裝箱組。圖14 為危化品集裝箱箱體開口溢流火焰速度矢量隨時間的變化（選取箱門開口面積為5.28 m2，相鄰間距D為0.8 m 的工況）。隨著在箱體開口一側(cè)的卷吸空氣量增多，以及燃燒熱煙氣所造成的豎直密度梯度的作用，溢流火焰的速度流場逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橥牧?，且在分界線下部形成明顯的卡門渦街。此時，溢流火的火焰速度流場內(nèi)部產(chǎn)生更多的湍流渦團，將大大提高其卷吸周圍新鮮空氣的能力。這會使得箱體內(nèi)可燃物質(zhì)混合燃燒反應(yīng)劇烈，火場內(nèi)的溫度呈現(xiàn)階躍式上升，升高至1305.0 K。在該階段內(nèi)的溢流火焰在浮力作用下不斷增大，處于相鄰空間內(nèi)軸線上的火焰速度不斷增加，從另一方面進一步加劇了對周圍空氣的卷吸程度。隨著越來越多的新鮮冷空氣進入燃燒流場內(nèi)，可燃?xì)怏w量將不斷減少，其燃燒強度逐漸開始下降，環(huán)境流體對于火焰的冷卻作用開始突顯，致使溢流火的火焰溫度開始慢慢衰減。

圖13 修正后的數(shù)據(jù)擬合程度效果對比Fig.13 Comparison of fitting results of modified data

圖14 ?；芳b箱箱體開口溢流火焰速度矢量隨時間的變化Fig.14 Velocity vector plot of open spill fire in hazardous chemical container with time

圖15 箱體不同間距下開口溢流火的火焰軸線溫度隨高度變化Fig.15 Flame axis temperature of open spill fire with height variation at different distances

圖15為不同相鄰間距工況下，?；芳b箱燃爆溢流火的火焰軸線溫度隨著豎向高度的變化。本次模擬中所設(shè)置的測點根據(jù)?；芳b箱不同擺放位置，每個監(jiān)測點的間距將有所不同，整體上遵循七排五列的布局（圖2），圖15 中的line1、line2、…、line5 則表示測點的第一列、第二列、…、第五列，工況編號可參照表1。根據(jù)?；芳b箱之間測點所測得的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，隨著測點距地面的高度B不斷升高，溫度曲線呈現(xiàn)先升高后下降的趨勢。第一排監(jiān)測點測得的溫度均較低，這尤其體現(xiàn)在靠近噴出火焰的位置。這是由于在出口處的火焰處在動量控制階段，火焰流場近似層流流動，對周圍的空氣卷吸量較少，燃燒不充分所致。根據(jù)API 579中的火災(zāi)熱暴露區(qū)域等級劃分表[36]，高溫火焰對事故?；芳b箱上方疊加箱體及正面箱體均會造成不同程度的損壞。其結(jié)果將會造成危化品集裝箱箱體結(jié)構(gòu)的直接破壞，或箱體表面涂層軟化與熔化，更甚者可導(dǎo)致相鄰集裝箱內(nèi)的危險物質(zhì)發(fā)生自燃。本研究中的所有工況對位于相鄰正面的?；芳b箱影響較大。在模擬計算的范圍內(nèi)，無論?；芳b箱之間的間距如何變化，從燃爆事故集裝箱內(nèi)溢流出的高溫火焰均會對正面集裝箱的底層部分造成不同程度的涂層軟化、熔化等破壞。根據(jù)熱暴露區(qū)域等級劃分顯示，溫度達到1003.0 K 以上屬于極其嚴(yán)重?zé)岜┞兜燃?，將使?；芳b箱表面出現(xiàn)滲碳體球化、奧氏體化、熔化等現(xiàn)象。當(dāng)相鄰集裝箱之間的間距為0.4 m 時，正對箱體內(nèi)的測點所采集到的最高溫度可高達1357.0 K。多數(shù)?；返娜键c均不高，自燃點甚至更低，在上述溫度下必然引起火災(zāi)爆炸事故。這對擺放間距較近的相鄰?；芳b箱組來說，其內(nèi)部存放的?；窐O易引發(fā)自燃而致多米諾事故。由?；芳b箱堆場布置與安全的角度，若將相鄰?；芳b箱的間距設(shè)置在0.8～1.27 m 之間，能夠確保在發(fā)生事故后對財產(chǎn)安全造成的傷害相對較小，同時也可以更好地部署危化品集裝箱事故后的應(yīng)急處置。

3 結(jié) 論

本研究基于某集裝箱堆場的實際情況，對比分析了不同開口及不同間距作用下溢出火焰的溫度、高度及卷吸特性，建立了集裝箱堆場局部模型，模擬集裝箱箱內(nèi)發(fā)生爆燃后火焰溢出箱口的場景，得到了以下主要研究結(jié)論。

(1)由于集裝箱之間堆放間距的不同，火焰從箱門溢出后受限較大，間距不同會對溢出火焰高度及卷吸程度產(chǎn)生不同的影響，隨著集裝箱間距的增大，溢出火焰所能卷吸到的空氣量變多，火焰高度也隨之下降。同時，在相同高度但寬度不同的情況下，寬度越寬，火焰為獲取更多的空氣向上蔓延，火焰高度也隨之上升。

(2)基于卷吸對溢出火焰高度的影響，引入了火焰高度修正因子，對不同間距條件下的溢出火焰高度結(jié)果進行了修正。討論了火焰高度修正因子與燃燒室開口特征長度、集裝箱間距的指數(shù)函數(shù)關(guān)系。

(3)在發(fā)生事故后對疊加及正面集裝箱箱體造成不同程度的損壞，但隨著間距的增大，火焰向上蔓延的趨勢減弱，因此站在集裝箱堆場布置及安全的角度，建議將集裝箱間間距設(shè)置在0.8～1.27 m 之間，這樣既保證在發(fā)生事故后對財產(chǎn)安全造成的傷害較小，也可以更好地規(guī)劃集裝箱堆場布局。

符 號 說 明

B——監(jiān)測點距地面的距離，m

D——集裝箱間的間距，m

H——開口高度，m

l1——矩形火源的寬度，m

l2——矩形火源的長度，m

M——火焰高度修正因子

——燃燒室正面空氣卷吸速率，kg/s

——燃燒室側(cè)面空氣卷吸速率，kg/s

——集裝箱間距為D時的空氣卷吸速率，kg/s

——無正面集裝箱阻擋時的空氣卷吸速率，kg/s

——無量綱熱釋放速率

T——溫度，K

Zf,D——集裝箱間距為D時的平均火焰高度，m

Zf,∞——無正面集裝箱阻擋時的火焰高度，m

α——空氣卷吸系數(shù)

ω——正面和側(cè)面卷吸的差異系數(shù)