艦船艙室火災(zāi)下結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)及極限強度研究

郝軍凱，薛鴻祥，黃捷，梁樂，楊尚升，苗怡然，喻巧，王宇陽

1. 中國核動力研究設(shè)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)重點實驗室，四川 成都 610213

2. 上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240

艦船內(nèi)可燃物多，人員密集，在發(fā)生戰(zhàn)斗或者日常使用過程中，一旦發(fā)生火災(zāi)極易造成人員傷亡和財產(chǎn)損失。近年來由于艦船火災(zāi)造成的安全事故和經(jīng)濟損失觸目驚心。2020年7月，美國“好人理查德”號艦艇發(fā)生火災(zāi)，持續(xù)4天4夜，造成船體不可修復(fù)的損壞。緊接著美國“福特級”核動力航母和“基薩奇山號”軍艦發(fā)生火災(zāi)，所幸發(fā)現(xiàn)及時，未造成較為嚴(yán)重的后果。1966年9月，俄羅斯的“列寧號”核動力破冰船由于技術(shù)原因造成連續(xù)的火災(zāi)和爆炸事故，西方學(xué)者推測該事故造成至少30人喪生且較多船員因核輻射而送醫(yī)治療。由此可見，艦艇艙室火災(zāi)是艦船生命周期內(nèi)的重大威脅，有必要針對艦船艙室火災(zāi)下的結(jié)構(gòu)安全評估進(jìn)行深入研究。

在以往艙室火災(zāi)場景的文獻(xiàn)中，多對火災(zāi)發(fā)展過程中的溫度和煙氣分布進(jìn)行研究。胡靖等[1-2]通過自建小型模型進(jìn)行船舶密閉艙室或僅有頂部開口的火災(zāi)場景實驗?zāi)M分析，揭示了火災(zāi)的燃燒特性和煙氣變化特點。Chen等[3-4]在長寬高分別為1 m×1 m×0.75 m的艙室頂角處開口，比較不同油池大小下的燃料質(zhì)量損失率、氣體溫度分布和氧氣濃度，發(fā)現(xiàn)氧濃度和燃料用量是造成火焰熄滅的主要原因。同時許多學(xué)者通過試驗與FDS軟件數(shù)值計算對比，證實該軟件的有效性，并采用該軟件進(jìn)行艙室火災(zāi)場景模擬。朱小俊等[5]采用模型實驗手段研究了鋼板升溫效應(yīng)，同時利用以大渦模擬為基礎(chǔ)的火災(zāi)動力學(xué)仿真軟件FDS進(jìn)行數(shù)值模擬，取得了較好的仿真效果。Wang等[6]針對散貨船機艙火災(zāi)場景，使用FDS軟件分析了煙氣濃度、溫度和擴散速度的變化規(guī)律。張佳慶[7]通過實際實驗分析了頂部開口腔室中火源水平位置對火災(zāi)行為的影響，提出了一系列船舶艙室火災(zāi)參數(shù)預(yù)測模型并對其影響因素進(jìn)行了表征。

艙室火災(zāi)下，鋼材結(jié)構(gòu)迅速吸熱，其力學(xué)性能迅速下降，同時產(chǎn)生較大熱應(yīng)力，導(dǎo)致其極限強度與常溫相比有較大差異。Zhang等[8]研究分析側(cè)向載荷作用的加筋板在標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下的溫升效應(yīng)，以及其在高溫下的熱力響應(yīng)和結(jié)構(gòu)變形；郝軍凱等[9-10]將FDS軟件與有限元軟件結(jié)合，研究了0.64 m2油池火下甲板板架的熱力響應(yīng)與極限承載力，并分析比較了防火涂料對結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能。但是目前針對艦船艙室不同火災(zāi)場景下板架的熱力響應(yīng)和極限強度研究尚不充分。

本文采用基于大渦模擬算法的火災(zāi)動力學(xué)仿真手段，模擬不同油池面積及通風(fēng)條件下的艙室火災(zāi)場景，并將溫度載荷映射至有限元板架模型，采用順序熱力耦合方法計算不同火災(zāi)場景下的板架熱力響應(yīng)和極限強度，對比分析不同火災(zāi)場景對艙室的威脅程度。

1 分析方法及模型

艦船艙室火災(zāi)場景下的結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)和極限強度研究流程如圖1所示。主要通過火災(zāi)動力學(xué)仿真軟件模擬獲得艙室火災(zāi)下的環(huán)境溫度，通過自編程序，將時變環(huán)境溫度載荷映射至結(jié)構(gòu)有限元模型[11]，而后考慮結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱方式、邊界條件等一系列因素，在有限元軟件中進(jìn)行結(jié)構(gòu)的熱力響應(yīng)和極限強度研究[12-13]。

圖1 火災(zāi)場景下結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)和極限強度分析流程

本文選取某船舶艙室甲板板架模型，艙室尺寸為16.8 m×22.4 m×6 m，如圖2所示。艙室外面為常溫環(huán)境，艙室內(nèi)部為高溫環(huán)境，環(huán)境與結(jié)構(gòu)通過熱對流、熱輻射進(jìn)行熱量傳遞，其中常溫?fù)Q熱系數(shù)為10W/(m2K)，高溫?fù)Q熱系數(shù)為50W/(m2K)，輻射率為0.24。假設(shè)艙室底部有一方形油盤，采用與柴油最為接近的正庚烷模擬油池火災(zāi)的燃燒特性，甲板板架結(jié)構(gòu)的有限元模型如圖3所示。

圖2 艙室火災(zāi)場景示意

甲板板架的初始變形分別考慮甲板板的屈曲模態(tài)初始變形ωopl、縱骨的柱形扭轉(zhuǎn)初始變形ωoc和縱骨的側(cè)傾初始變形ωos等3類：

式中：tp為甲板板厚，β為板的柔度系數(shù)，，A0=0.1β2tP,B0=C0=0.0015。

甲板板架材料為鋼材，采用理想彈塑性模型，邊界條件為四周剛性固定，為了模擬船舶甲板可能存在的受力情況（如貨物、設(shè)備等），在甲板表面施加15 kPa豎直向下（z軸負(fù)向）的均勻分布載荷，艙室初始溫度為20 ℃。船用鋼材彈性模量為E=2.1×105MPa，屈服應(yīng)力為σy=355MPa，泊松比y=0.3。鋼材的熱學(xué)性能和力學(xué)性能隨溫度的變化趨勢均取歐洲規(guī)范Eurocode 3的推 薦值[14]。

2 不同油池面積下密閉艙室火災(zāi)發(fā)展及結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)特點

2.1 艙室火災(zāi)發(fā)展特點

油池面積大小與艙室火災(zāi)發(fā)展密切相關(guān)。對于密閉艙室火災(zāi)，本節(jié)將選取0.64 m2小型油池火、2 m2中型油池火與4 m2大型油池火進(jìn)行火災(zāi)動力學(xué)仿真，繼而進(jìn)行艙室甲板板架結(jié)構(gòu)的熱力響應(yīng)研究，并進(jìn)行對比分析。

圖4是64 m2油池火災(zāi)發(fā)生400 s和1 200 s時，2 m2油池火災(zāi)發(fā)生150 s和300 s時，以及4 m2油池火災(zāi)發(fā)生100 s和180 s時的火災(zāi)場景模擬圖，可以看出，隨著油池面積的增大，火災(zāi)前期的火勢更為迅猛，板架直接受熱面積更大，艙室整體環(huán)境溫度更高。圖4中也可以看出密閉艙室不同油池面積的火災(zāi)中，火焰基本保持豎直向上的燃燒姿態(tài)。2 m2和4 m2油池火災(zāi)分別在火災(zāi)發(fā)生300 s和180 s左右時，火勢明顯減弱。

圖4 密閉艙室火災(zāi)場景模擬

為進(jìn)一步分析不同油池面積密閉艙室火災(zāi)發(fā)展趨勢，圖5和圖6分別給出不同油池面積下的火源熱釋放速率和艙室氧氣濃度隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化。由圖5中可以看出，火源的熱釋放速率在火災(zāi)發(fā)生前期達(dá)到最大，并且油池面積越大，熱釋放速率的最大值也在快速增加。在火災(zāi)發(fā)生200 s之后，油池面積越大的場景中，其熱釋放速率下降也最為迅速。其中油池面積為2 m2和4 m2的艙室火災(zāi)分別在360 s、210 s時刻左右，火源熱釋放速率降低為零，意味著此時火源熄滅。

圖5 密閉艙室火災(zāi)不同油池面積時熱釋放速率變化

圖6 密閉艙室火災(zāi)不同油池面積時氧氣濃度變化

結(jié)合圖6可以看出，由于艙室沒有開口，新鮮空氣不能及時補充，所以氧氣成為控制火源熱釋放速率的重要因素?；鹪疵娣e越大，其耗氧速率越快，并且當(dāng)艙室氧氣含量降至10%左右時，火源由于缺氧熄滅，此類艙室火災(zāi)稱之為氧氣控制型火災(zāi)。油池面積為0.64 m2的艙室火災(zāi)由于火勢較小，耗氧較慢，所以在模擬時間內(nèi)火源的熱釋放速率隨著氧氣濃度逐漸減小，但并未熄滅。

2.2 艙內(nèi)環(huán)境與結(jié)構(gòu)溫升效應(yīng)

隨著艙室火災(zāi)的發(fā)展，艙室環(huán)境溫度會發(fā)生劇烈變化。圖7為密閉艙室不同油池面積火災(zāi)下，板架附近最高環(huán)境溫度隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化趨勢。圖7中可以看出環(huán)境溫度隨著火災(zāi)的發(fā)生而急劇增加，在200 s時間內(nèi)，4 m2油池大小的火災(zāi)環(huán)境溫度可以達(dá)到近1 100 ℃，面積最小為0.64 m2油池火災(zāi)環(huán)境溫度也能達(dá)到500 ℃以上，說明艙室火災(zāi)對結(jié)構(gòu)具有較大威脅。

圖7 密閉艙室火災(zāi)不同油池面積環(huán)境最高溫度變化

對比圖5，可以發(fā)現(xiàn)圖7中不同油池面積艙室火災(zāi)下的最高環(huán)境溫度變化與火源熱釋放速率變化基本一致。在火源熄滅之后，由于艙室密閉，熱量不易散失，所以艙室環(huán)境溫度下降較為緩慢。

圖8為不同油池面積密閉艙室火災(zāi)下，結(jié)構(gòu)最高溫度隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化趨勢。從圖8中可以看出，雖然油池面積為2 m2和4 m2的艙室火災(zāi)持續(xù)時間較短，但是由于其在火災(zāi)前期環(huán)境溫度遠(yuǎn)高于0.64 m2的油池火災(zāi)，所以在火災(zāi)模擬時間內(nèi)艙室結(jié)構(gòu)最高溫度的峰值高于0.64 m2的油池火災(zāi)，并且2 m2油池火災(zāi)結(jié)構(gòu)最高溫度峰值最大。從中可以得到，在密閉艙室火災(zāi)下，結(jié)構(gòu)最高溫度的峰值取決于多種因素，并不與油池面積有直接的比例關(guān)系。在本節(jié)算例中，當(dāng)油池面積為中等大小時，結(jié)構(gòu)最高溫度峰值達(dá)到最大。

圖8 密閉艙室火災(zāi)不同油池面積下結(jié)構(gòu)最高溫度變化

2.3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力場分析

計算研究發(fā)現(xiàn)板架結(jié)構(gòu)在火災(zāi)高溫下，由于熱載荷過大而失效的主要原因是火焰正上方的縱骨發(fā)生局部屈曲，進(jìn)而產(chǎn)生結(jié)構(gòu)大變形，并且縱骨應(yīng)力變化趨勢可以代表板架最危險處結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化趨勢。所以本節(jié)主要針對火焰上方的縱骨進(jìn)行不同工況艙室火災(zāi)下結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析。

圖9和圖10分別為密閉艙室油池火災(zāi)發(fā)生時，不同油池面積情況下，火焰正上方縱骨應(yīng)力及縱骨側(cè)向位移隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化情況。

圖9 密閉艙室火災(zāi)不同油池面積火焰上方縱骨應(yīng)力變化

圖10 密閉艙室火災(zāi)不同油池面積時火焰上方縱骨側(cè)向位移變化

圖9中可以看出，縱骨應(yīng)力隨著火災(zāi)發(fā)展而迅速增大，并且應(yīng)力增大速率與結(jié)構(gòu)最高溫度正相關(guān)。通過2.2節(jié)研究可知，油池面積為0.64 m2的艙室火災(zāi)下，火焰上方的縱骨在火災(zāi)持續(xù)940 s時發(fā)生失效，產(chǎn)生大變形導(dǎo)致縱骨應(yīng)力下降。圖9中，油池面積為2 m2與4 m2的艙室火災(zāi)下，火焰上方的縱骨分別在火災(zāi)持續(xù)430 s與540 s時發(fā)生應(yīng)力下降，但是結(jié)合圖10的縱骨側(cè)傾位移圖可以發(fā)現(xiàn)，0.64 m2的油池火災(zāi)下，其縱骨側(cè)傾位移呈現(xiàn)持續(xù)增加趨勢，但2 m2與4 m2的油池火災(zāi)下，縱骨側(cè)傾位移分別在火災(zāi)發(fā)生480 s與570 s時開始下降，與縱骨應(yīng)力下降時間較為接近，說明此時縱骨應(yīng)力變化的主要原因是艙室池火熄滅，結(jié)構(gòu)溫度下降，結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力減小，材料出現(xiàn)應(yīng)力卸載現(xiàn)象，結(jié)構(gòu)逐漸趨于安全。

3 艙室開口對火災(zāi)發(fā)展及結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)影響

上節(jié)對密閉艙室火災(zāi)的分析表明，由于艙室密閉，沒有新鮮空氣流通，油池面積較大的火災(zāi)容易在短時間內(nèi)熄滅，但是艦船在檢修時具有通風(fēng)口，由于有氧氣補充，火源燃燒時間會更長，可能會對結(jié)構(gòu)造成更嚴(yán)重的威脅。本節(jié)將以艦船單側(cè)開口艙室為例，分析開口效應(yīng)對火災(zāi)發(fā)展情況及結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)的影響。模型尺寸與前文一致，開口參考生活中門窗大小，取長寬各為1.8 m，面積為3.24 m2，距艙室頂部0.4 m，如圖11所示。油池面積仍選取0.64 m2、2 m2和4 m2。

圖11 單開口艙室模型

3.1 艙室火災(zāi)發(fā)展特點

通過火災(zāi)場景動態(tài)模擬仿真發(fā)現(xiàn)，單開口艙室火災(zāi)下的火焰姿態(tài)并不像密閉艙室火災(zāi)一樣穩(wěn)定豎直向上，大致可以分為火災(zāi)前期和火災(zāi)后期2個階段。圖12以油池面積為2 m2的油池火災(zāi)為例，分別展示其在火災(zāi)發(fā)展100 s和1 000 s時刻下火焰姿態(tài)，可以看出在火災(zāi)前期火焰基本保持豎直向上的狀態(tài)，在火災(zāi)后期，火焰向有開口的地方傾斜，主要是因為火災(zāi)前期艙室氧氣較為充足，火災(zāi)后期氧氣濃度減少，而開口處可以補充新鮮氧氣，火焰向艙室開口側(cè)傾斜。

圖12 油池面積2 m2時單開口艙室火災(zāi)場景模擬

圖13和圖14分別給出單開口艙室火災(zāi)不同油池面積下的火源熱釋放速率和艙室氧氣濃度隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化情況。由圖13和圖14可以看出，在火災(zāi)發(fā)展前200 s時間內(nèi)，單開口艙室火災(zāi)各工況下的火源熱釋放速率以及艙室氧氣濃度變化與密閉艙室火災(zāi)基本一致，說明此時艙室氧氣充足，火災(zāi)能夠穩(wěn)定發(fā)展，通風(fēng)口氧氣流動不明顯；在火災(zāi)持續(xù)200 ～600 s時間內(nèi)，對比圖5和圖6可知，此時2 m2與4 m2的油池火災(zāi)熱釋放速率降速放緩，但火源繼續(xù)燃燒，說明由于艙室內(nèi)部氧氣消耗較多，通風(fēng)口處有新鮮氧氣流入；由于不同油池面積艙室火災(zāi)耗氧率不同，油池面積為0.64 m2、2 m2和4 m2的油池火災(zāi)的艙室氧氣濃度分別在200 s、600 s和800 s左右開始有所回升。

結(jié)合圖13和圖14，對于0.64 m2油池火災(zāi)，在火災(zāi)持續(xù)800 s之后，艙室氧氣濃度繼續(xù)升高，但是火源的熱釋放速率下降較快，說明此時燃料消耗較多，導(dǎo)致火勢逐漸減小，燃料成為控制火災(zāi)大小的重要因素，此類火災(zāi)可稱之為燃料控制型火災(zāi)。

對于2 m2與4 m2的油池火災(zāi)，在火災(zāi)持續(xù)800 s之后，兩者火源熱釋放速率與艙室氧氣濃度變化趨于穩(wěn)定，說明此時兩者的燃料燃燒與氧氣消耗達(dá)到相對穩(wěn)定狀態(tài)，但是兩者的熱釋放速率數(shù)值相當(dāng)，均小于火災(zāi)前期的熱釋放速率。這是因為在開口面積為3.24 m2的艙室中，氧氣的補充速率較慢，不能滿足大面積火源的燃燒需求，但可以使燃料持續(xù)較長時間的燃燒，此類火災(zāi)可稱之為過渡型火災(zāi)。

圖13 單開口艙室火災(zāi)不同油池面積時熱釋放速率變化

圖14 單開口艙室火災(zāi)不同油池面積時氧氣濃度變化

3.2 艙內(nèi)環(huán)境與結(jié)構(gòu)溫升效應(yīng)

圖15為單開口艙室不同油池面積火災(zāi)下，板架附近最高環(huán)境溫度隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化趨勢，可以看出其與圖13中火源熱釋放速率變化基本一致。在火災(zāi)發(fā)生600 s之前，不同油池面積的艙室火災(zāi)環(huán)境溫度相差較大。在火災(zāi)發(fā)生200 ～600 s時間段內(nèi)，油池面積為2 m2的艙室火災(zāi)環(huán)境溫度要高于其它兩種工況；而在火災(zāi)后期，0.64 m2油池火災(zāi)環(huán)境溫度由于燃料較少而開始逐漸下降，2 m2和4 m2油池火災(zāi)環(huán)境溫度變化趨于穩(wěn)定，且數(shù)值大致相同。

圖16為單開口艙室不同油池面積火災(zāi)下，結(jié)構(gòu)最高溫度隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化趨勢。圖16中可以看出，火災(zāi)前期200 s時間內(nèi)，結(jié)構(gòu)溫度上升速率隨油池面積增大而增大。結(jié)合圖15，在火災(zāi)發(fā)生200～600 s時間內(nèi)，油池面積為0.64 m2與2 m2的艙室火災(zāi)環(huán)境溫度高于此時結(jié)構(gòu)最高溫度，所以其結(jié)構(gòu)溫度持續(xù)增加，且2 m2油池火災(zāi)結(jié)構(gòu)溫度上升更快；油池面積為4 m2的艙室火災(zāi)由于環(huán)境溫度下降較快，所以其結(jié)構(gòu)溫度也逐漸下降。在艙室火災(zāi)持續(xù)600 s之后，2 m2與4 m2油池火災(zāi)結(jié)構(gòu)溫度隨環(huán)境溫度變化基本趨于穩(wěn)定，0.64 m2油池火災(zāi)結(jié)構(gòu)溫度隨環(huán)境溫度變化，達(dá)到最高點后逐漸下降?？梢钥闯?，在單開口的艙室火災(zāi)中，結(jié)構(gòu)溫度受開口通風(fēng)條件和油池面積共同影響，在本節(jié)算例中，當(dāng)油池面積為中等大小時，結(jié)構(gòu)最高溫度峰值達(dá)到最大。

圖15 單開口艙室火災(zāi)不同油池面積環(huán)境最高溫度變化

圖16 單開口艙室火災(zāi)不同油池面積結(jié)構(gòu)最高溫度變化

3.3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力場分析

圖17和圖18分別為單開口艙室油池火災(zāi)發(fā)生時，不同油池面積情況下，結(jié)構(gòu)溫度最高處縱骨應(yīng)力及縱骨側(cè)向位移隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化情況。結(jié)合圖17和圖18可以看出，油池面積為2 m2的艙室火災(zāi)由于結(jié)構(gòu)溫度持續(xù)較高，在火災(zāi)發(fā)生540 s時刻下，縱骨發(fā)生失效，比0.64 m2密閉艙室油池火災(zāi)下縱骨失效提前約400 s，而其他2種工況下的艙室火災(zāi)并未出現(xiàn)縱骨失效現(xiàn)象。對于油池面積為0.64 m2的艙室火災(zāi)而言，在火災(zāi)持續(xù)800 s時刻下，其縱骨會隨著結(jié)構(gòu)溫度的下降而出現(xiàn)應(yīng)力卸載現(xiàn)象。

圖17 單開口艙室火災(zāi)不同油池面積時縱骨應(yīng)力變化

圖18 單開口艙室火災(zāi)不同油池面積縱骨側(cè)向位移變化

4 不同工況下結(jié)構(gòu)極限強度對比分析

海上航行的船舶受到總縱彎曲載荷作用，當(dāng)船舶發(fā)生火災(zāi)時，甲板板架在受火狀態(tài)下的剩余極限強度對保障結(jié)構(gòu)完整性尤為重要。由于甲板板架在非均勻高溫環(huán)境軸向受壓的過程中涉及材料非線性和幾何大變形等多種復(fù)雜效應(yīng)，為了使計算結(jié)果有較好的收斂性，本文采用顯式動態(tài)算法計算極限強度。對甲板板架施加船長方向（圖3中X向）壓縮位移，可得到結(jié)構(gòu)的“載荷-位移”曲線。

圖19為常溫下板架達(dá)到極限狀態(tài)時的應(yīng)力和位移圖。常溫環(huán)境下甲板板架受到軸向壓縮載荷時，相鄰兩橫梁間加筋板發(fā)生崩潰而失效，其“載荷-位移”曲線如圖20所示，得到板架極限強度為315.7 MPa。

圖19 常溫板架極限狀態(tài)時應(yīng)力、位移云圖

圖20 常溫下甲板板架載荷位移曲線

提取火災(zāi)某一時刻下的板架應(yīng)力及位移狀態(tài)，進(jìn)行軸向壓縮載荷下的極限強度分析，可以得到甲板板架高溫剩余極限強度。

由于艙室結(jié)構(gòu)在溫度100 ℃以上時，結(jié)構(gòu)的彈性模量下降較快，直接影響結(jié)構(gòu)的強度與變形。圖21為各工況艙室火災(zāi)發(fā)生600 s時甲板板架溫度分布，深色部分為結(jié)構(gòu)溫度大于100 ℃的區(qū)域，可以看出結(jié)構(gòu)溫度在100 ℃以上的面積與艙室油池面積、有無通風(fēng)口等因素關(guān)系密切，并不呈現(xiàn)簡單線性關(guān)系。在火災(zāi)持續(xù)600 s時刻下，溫度超過100 ℃區(qū)域面積最大的是單開口2 m2油池火災(zāi)，其次是密閉艙室4 m2油池火災(zāi)，面積最小的是單開口0.64 m2油池火災(zāi)，與上文分析的各工況下艙室火災(zāi)發(fā)展趨勢及結(jié)構(gòu)溫升效應(yīng)一致。

圖22為不同工況火災(zāi)發(fā)生后，甲板板架結(jié)構(gòu)最大位移隨火災(zāi)持續(xù)時間的變化趨勢。結(jié)合圖8、圖16與圖21可知，結(jié)構(gòu)整體最大位移與100 ℃區(qū)域面積關(guān)系密切，而與結(jié)構(gòu)最高溫度關(guān)系并不明顯，其主要原因是板架結(jié)構(gòu)溫度超過100 ℃時的彈性模型迅速下降，導(dǎo)致整體剛度下降較快，而在不同火災(zāi)場景下，結(jié)構(gòu)最高溫度大小與板架結(jié)構(gòu)溫度超過100 ℃區(qū)域面積并不正相關(guān)。

圖23為不同火災(zāi)場景下結(jié)構(gòu)剩余極限強度折減系數(shù)隨火災(zāi)時間變化情況，大致與圖22的最大位移呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)性。不同火災(zāi)工況下的板架剩余極限強度可大致分3個時間段進(jìn)行詳細(xì)分析比較。

圖21 各工況艙室火災(zāi)下板架溫度分布

圖22 各工況艙室火災(zāi)下結(jié)構(gòu)最大位移

圖23 各工況艙室火災(zāi)下板架高溫剩余極限強度

火災(zāi)發(fā)生200 s之內(nèi)，艙室板架剩余極限強度下降速率與油池面積正相關(guān)，因為此時燃料燃燒主要消耗艙室內(nèi)氧氣，與是否具備通風(fēng)條件關(guān)系較小，并且在油池面積相同情況下，密閉艙室火災(zāi)場景下的板架極限強度下降更快，這是因為開口艙室熱量容易散失，密閉艙室更易保持艙室溫度，其中油池面積為4 m2的密閉艙室火災(zāi)在200 s時刻下的板架剩余極限強度僅有常溫時的32%。

火災(zāi)發(fā)生200 ～600 s時間內(nèi)，甲板板架剩余極限強度下降速率發(fā)生變化，主要與通風(fēng)條件以及火源面積等因素相關(guān)，其中油池面積為2 m2的單開口艙室火災(zāi)下降最快，其在火災(zāi)持續(xù)600 s時刻下的板架剩余極限強度僅為常溫下的7%。

火災(zāi)持續(xù)600 s之后，油池面積為2 m2和4 m2的密閉艙室火災(zāi)由于缺氧熄滅，板架結(jié)構(gòu)發(fā)生卸載，導(dǎo)致其高溫剩余極限強度逐漸升高，而油池面積為0.64 m2的開口油池火災(zāi)由于燃料消耗殆盡，在火災(zāi)持續(xù)1 000 s后的剩余強度也略有上升，其余3種火災(zāi)工況下的板架剩余強度繼續(xù)下降，直到常溫時強度的4%左右。

所以在火災(zāi)前期，油池面積越大，其對艙室結(jié)構(gòu)威脅越大；在火災(zāi)中期，具備通風(fēng)條件的中等面積油池火威脅顯著增加；在火災(zāi)后期，能夠持續(xù)燃燒的艙室火災(zāi)均會使艙室板架結(jié)構(gòu)剩余極限強度降到極低值。

圖24為不同火災(zāi)工況下的板架剩余強度與所需火災(zāi)持續(xù)時間的對應(yīng)關(guān)系，橫坐標(biāo)中的1～6分別對應(yīng)圖23中1～6號工況，板架高溫剩余極限強度取常溫下極限強度的50%、20%、10%和5%。圖24中折線為不同火災(zāi)工況下板架剩余強度值相同時所需火災(zāi)持續(xù)時間的連線，方便各工況之間對比分析。圖24中柱狀圖空缺部分（如2號對應(yīng)工況下，剩余10%強度對應(yīng)火災(zāi)持續(xù)時間為空白）表示在火災(zāi)持續(xù)時間內(nèi)，該火災(zāi)工況下的板架剩余極限強度并未下降至該值。

圖24 不同火災(zāi)場景下板架剩余強度對應(yīng)火災(zāi)時間

由圖24可以看出，不同工況艙室火災(zāi)發(fā)生后，板架剩余極限強度下降至常溫下的50%時所需火災(zāi)時間較短，其中用時最長的4號對應(yīng)工況也僅為370 s。而3號工況用時最短，僅需145 s；其次是用時165 s的6號對應(yīng)工況。

當(dāng)板架剩余極限強度下降至常溫下的20%時，依舊為4號對應(yīng)工況用時最長，為735 s；而3號對應(yīng)工況僅需320 s火災(zāi)時間；其次是用時385 s的2號對應(yīng)工況。

2號和4號對應(yīng)火災(zāi)工況下，板架在火災(zāi)持續(xù)時間內(nèi)的剩余極限強度不會下降到常溫的10%。剩余火災(zāi)工況下，3號曲線對應(yīng)工況下板架剩余強度僅需540 s就降至常溫下的10%；其次是用時560 s的5號對應(yīng)工況。

僅有1號、5號和6號對應(yīng)火災(zāi)工況下的板架剩余極限強度能降至常溫下的5%。其中5號工況用時最短，僅為800 s；其次是用時950 s的6號對應(yīng)工況；而1號對應(yīng)工況需要1 180 s火災(zāi)持續(xù)時間。

綜合分析圖24可以看出，艙室結(jié)構(gòu)極限強度的下降主要在發(fā)生火災(zāi)的中前期，并且該時間段內(nèi)3號對應(yīng)工況下板架強度下降最快，僅需540 s便可使板架剩余極限強度降至常溫下的10%，在火災(zāi)中前期對結(jié)構(gòu)的威脅最大；1號、5號和6號對應(yīng)火災(zāi)工況均可在火災(zāi)持續(xù)時間內(nèi)使板架強度下降至常溫下的5%以下。

綜上所述，對于燃料控制型的小面積油池火，一般情況下艙室氧氣充足，密閉艙室火災(zāi)由于熱量散失較慢，所以結(jié)構(gòu)偏于危險；對于氧氣控制型火災(zāi)，油池面積越大，在火災(zāi)中前期對結(jié)構(gòu)造成的威脅越大，但在火災(zāi)后期火災(zāi)缺氧熄滅后，結(jié)構(gòu)強度會有所上升；對于過渡型火災(zāi)，由于艙室具有開口，能較快散失熱量，所以火災(zāi)前期對結(jié)構(gòu)的威脅相對較小，但是由于能夠持續(xù)燃燒，所以在火災(zāi)中后期對結(jié)構(gòu)的威脅最為嚴(yán)重。

5 結(jié)論

本文通過構(gòu)建不同油池面積和不同通風(fēng)條件下的艙室油池火災(zāi)場景，研究其火災(zāi)發(fā)展趨勢以及結(jié)構(gòu)的熱力響應(yīng)和高溫剩余極限強度，并進(jìn)行具體的對比分析，研究結(jié)果表明：

1）對于艙室油池火災(zāi)而言，不同油池面積以及艙室不同通風(fēng)條件均對艙室火災(zāi)發(fā)展以及結(jié)構(gòu)的熱力響應(yīng)和高溫剩余極限強度有較大影響，且關(guān)系復(fù)雜，并不呈現(xiàn)簡單的線性關(guān)系。艙室開口會加快熱量的損耗，火災(zāi)前期相同油池面積下的密閉艙室火災(zāi)場景較單開口艙室更為危險。

2）對于密閉艙室火災(zāi)而言，隨著油池面積的增大，火勢發(fā)展的越為迅猛，但同時火源也越早因缺氧熄滅，熄滅時的艙室氧氣濃度大概在10%左右?；馂?zāi)前期2 m2和4 m2的油池火災(zāi)下，結(jié)構(gòu)強度下降較快，下降速度與油池面積正相關(guān)，但由于火源熄滅較早，其在后期結(jié)構(gòu)強度由于應(yīng)力卸載而有所上升；火災(zāi)后期0.64 m2油池火災(zāi)由于持續(xù)燃燒而結(jié)構(gòu)強度持續(xù)下降，其結(jié)構(gòu)強度在1 200 s時僅為常溫下的4%左右。

3）對于開口艙室火災(zāi)而言，由于能夠補充新鮮氧氣，各油池面積下的火災(zāi)均不會缺氧熄滅，其中0.64 m2油池火災(zāi)由于燃料消耗較多而逐漸熄滅；2 m2油池火災(zāi)在火災(zāi)中后期更為危險，其強度在600 s時僅為常溫下的7%。

4）密閉艙室2 m2和4 m2油池火災(zāi)屬于氧氣控制型火災(zāi)，單開口0.64 m2油池火災(zāi)屬于燃料控制型火災(zāi)，密閉艙室0.64 m2以及單開口艙室 2 m2和4 m2油池火災(zāi)屬于過渡型性火災(zāi)。可以發(fā)現(xiàn)，油池面積大小主要在火災(zāi)前期對結(jié)構(gòu)威脅較大，過渡型火災(zāi)在中后期對艙室結(jié)構(gòu)的威脅更大，并且各工況油池火災(zāi)下板架強度的下降主要發(fā)生在火災(zāi)中前期。

本研究方法可用于艦船等火災(zāi)下的結(jié)構(gòu)熱力響應(yīng)及極限強度分析，為艦船防火和性能預(yù)測提供參考，但更廣范圍內(nèi)的適用性，仍需進(jìn)一步的驗證。