通風(fēng)工況下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)場(chǎng)景特性模擬

焦 宇，陳 冉，陳曉曉，孔明月，陳玉翠，徐琦琦

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

近年來(lái)，隨著風(fēng)力發(fā)電機(jī)使用投入的增多，風(fēng)力發(fā)電機(jī)事故發(fā)生率也隨之增加，而火災(zāi)事故占風(fēng)力發(fā)電機(jī)事故總數(shù)的13.6%[1]。風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)事故的風(fēng)險(xiǎn)大[2-3]，一旦發(fā)生火災(zāi)將難以撲滅，因此在設(shè)計(jì)安裝階段充分了解風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)事故發(fā)生的規(guī)律，對(duì)于預(yù)防和控制風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)事故具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)事故原因進(jìn)行了大量的研究，研究結(jié)果表明機(jī)械故障[4]、電氣系統(tǒng)故障[5]、油液泄漏[6]是造成風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)事故的主要原因，而機(jī)艙齒輪箱[7]、發(fā)電機(jī)[8-9]、剎車系統(tǒng)[10]由于運(yùn)行的機(jī)械摩擦和艙內(nèi)散熱不佳產(chǎn)生較高的溫度，接觸到泄漏油液后極易引發(fā)火災(zāi)。為了解決風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度過(guò)熱及散熱不良產(chǎn)生的安全問(wèn)題，Smaili等[11]和Nienhaus等[12]對(duì)風(fēng)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部的冷卻系統(tǒng)和散熱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì);王一甲[13]通盤考慮了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組通排風(fēng)和保溫結(jié)構(gòu)，提出了風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)部空調(diào)的全新設(shè)計(jì)；應(yīng)華冬等[14]合理規(guī)劃了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部空氣流動(dòng)，并對(duì)比分析了改造前后系統(tǒng)阻力和空氣流動(dòng)軌跡圖，有效解決了風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)部溫度過(guò)高的問(wèn)題；馬鐵強(qiáng)等[15]提出了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙結(jié)構(gòu)散熱性能的分析方法，可為雙饋式風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部散熱布局結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考。上述這些研究雖然提供了寶貴的經(jīng)驗(yàn)，但對(duì)于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙結(jié)構(gòu)散熱性能的研究大多集中在內(nèi)部機(jī)組布局和冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)上，對(duì)于機(jī)艙通風(fēng)結(jié)構(gòu)散熱的研究較少，且都沒(méi)有考慮實(shí)際火災(zāi)情況下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙結(jié)構(gòu)的散熱性能。

對(duì)于風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)艙火災(zāi)事故的消防控制，目前主要是通過(guò)各種滅火藥劑[16-17]和細(xì)水霧技術(shù)[18]來(lái)實(shí)現(xiàn)。但由于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組運(yùn)行工況和環(huán)境條件惡劣，各種滅火技術(shù)會(huì)受到限制而無(wú)法達(dá)到良好的控制效果[19]，因此從風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙通風(fēng)結(jié)構(gòu)角度實(shí)現(xiàn)消防控制目的將顯得尤為重要。

綜上，風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)部的通風(fēng)換氣設(shè)計(jì)需要綜合考慮正常運(yùn)營(yíng)時(shí)的散熱和火災(zāi)時(shí)的防排煙及消防滅火，因此對(duì)典型通風(fēng)開口工況下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)煙氣熱流場(chǎng)特性進(jìn)行研究具有重要的意義。為此，本文結(jié)合風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙典型通風(fēng)模式和火災(zāi)場(chǎng)景，研究了不同通風(fēng)開口方式和環(huán)境工況下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)煙氣熱流場(chǎng)特性，以為風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙的消防安全設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)模型構(gòu)建

1. 1 物理模型建立

本文以1.5 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙為研究對(duì)象，采用火災(zāi)動(dòng)力學(xué)軟件FDS 6.7.1建立了全尺寸物理模型，如圖1所示。該風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙尺寸為10.2 m×4.5 m×4 m(長(zhǎng)×寬×高)，包括主軸、齒輪箱、潤(rùn)滑冷卻裝置、液壓系統(tǒng)、制動(dòng)鏈接裝置、發(fā)電機(jī)、偏航驅(qū)動(dòng)、熱交換器、電控柜、電纜等設(shè)備構(gòu)件，電纜主要分布在齒輪箱和液壓系統(tǒng)附近。

圖1 風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)艙的物理模型Fig.1 Physical model of the wind turbine cabin

1. 2 火源設(shè)置及熱釋放速率計(jì)算

發(fā)生機(jī)械摩擦的制動(dòng)系統(tǒng)和軸承子系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生高溫[20-21]，接觸到泄漏油液并達(dá)到油液著火點(diǎn)[22]將會(huì)導(dǎo)致風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)。本文將火源設(shè)置在齒輪箱下方，設(shè)定火源燃料為齒輪箱油，齒輪箱油的熱物性參數(shù)見(jiàn)表1。齒輪箱高速軸采用機(jī)械密封方式，根據(jù)機(jī)械密封性能要求，軸或軸套外徑大于50 mm時(shí)，泄漏油量不大于5 mL/h[23]。風(fēng)力發(fā)電機(jī)每月需要巡檢一次，則最大泄漏油量為3.6 L。泄漏油池厚度由油池所接觸的表面決定，油池所接觸的機(jī)艙底面看作是平滑的，則泄漏油池厚度可為0.01 m[24]。綜上，計(jì)算可得油池面積為0.6 m×0.6 m。

表1 齒輪箱油的熱物性參數(shù)

油池火最大熱釋放速率可利用下式[25]計(jì)算：

Qmax=m″ΔHχA

(1)

m″=m∞″(1-e-k′D)

(2)

式中：A為油池面積(m2)；m″為大型油池火災(zāi)每單

位表面積的質(zhì)量燃燒速率[g/(m2·s)]；χ為燃料的燃燒效率；ΔH為燃料的燃燒熱(MJ/kg)；m∞″為大型油池火災(zāi)漸進(jìn)的質(zhì)量燃燒速率[g/(m2·s)]；k′為有效吸收系數(shù)。

火源熱釋放速率隨時(shí)間呈平方增長(zhǎng)，可表示為

Q=αt2

(3)

式中:Q為火源熱釋放速率(kW)；α為火災(zāi)發(fā)展系數(shù)(kW/s2)；t為火災(zāi)發(fā)展時(shí)間(s)。

齒輪箱油池火屬于超快速火，即火災(zāi)發(fā)展系數(shù)α取0.187[26]，代入式(3)計(jì)算得到風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)達(dá)到充分燃燒的時(shí)間為51 s。對(duì)于火災(zāi)監(jiān)測(cè)和控制而言，火災(zāi)剛發(fā)生初期的時(shí)間段內(nèi)最為關(guān)鍵，故設(shè)置仿真時(shí)間為200 s。

1. 3 熱邊界參數(shù)設(shè)置

風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)設(shè)備種類繁多，齒輪箱、發(fā)電機(jī)等設(shè)備材質(zhì)主要為球墨鑄鐵，主軸和高速軸等材料為鋼材，機(jī)艙罩的組成材料為玻璃纖維(GFRP)，主要設(shè)備所使用材料的物理性質(zhì)參數(shù)見(jiàn)表2。將風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙模型向外拓展一定的計(jì)算域，將其設(shè)定為開放邊界，風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)初始環(huán)境溫度設(shè)置為30℃，發(fā)電機(jī)和齒輪箱表面溫度設(shè)置為40℃。

表2 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)主要設(shè)備相關(guān)材料的物理性質(zhì)參數(shù)

1. 4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。在機(jī)艙火源上部、機(jī)艙前部、中部、后部設(shè)置4組監(jiān)測(cè)點(diǎn)，每一組由下至上設(shè)置4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，從機(jī)艙底部0.5 m處開始每隔1 m設(shè)置一個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分別標(biāo)記為T1～T16；在機(jī)艙前、中、后部溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)處同時(shí)設(shè)置氧氣監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分別標(biāo)記為O1～O12,以監(jiān)測(cè)機(jī)艙內(nèi)氧氣濃度的變化；在通風(fēng)開口處設(shè)置熱流量監(jiān)測(cè)平面，用于輸出通風(fēng)開口處總的熱流量流出速率。

圖2 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.2 Layout of monitoring points in the wind turbine cabin

1. 5 網(wǎng)格劃分和無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

通過(guò)火源特征直徑確定網(wǎng)格大小的計(jì)算公式如下：

(4)

式中：Q為火源熱釋放速率(kW)；ρ∞為環(huán)境空氣密度(kg/m3)；cp為環(huán)境空氣比熱[kJ/(kg·K)]；T∞為環(huán)境空氣溫度(K)；g為重力加速度(m/s2)。

網(wǎng)格尺寸在火源特征直徑的1/16～1/4倍數(shù)范圍內(nèi)時(shí)，計(jì)算精度與所耗時(shí)間步長(zhǎng)達(dá)到平衡，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較相符[27]。通過(guò)計(jì)算可得火源特征直徑的取值范圍為0.04～0.18。

本文根據(jù)無(wú)風(fēng)條件下“側(cè)排式”風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙模型設(shè)置了4種不同尺寸的單元網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，單元網(wǎng)絡(luò)尺寸分別為0.08 m、0.10 m、0.12 m、0.14 m。圖3和圖4分別給出了不同網(wǎng)格尺寸下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量濃度和機(jī)艙頂部溫度隨時(shí)間的變化曲線。

圖3 不同網(wǎng)格尺寸下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均氧氣 質(zhì)量濃度隨時(shí)間的變化曲線Fig.3 Variation curves of average oxygen mass concentration with time for different grid sizes in the wind turbine cabin

圖4 不同網(wǎng)格尺寸下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙頂部溫度隨 時(shí)間的變化曲線Fig.4 Variation curves of roof temperature with time for different grid sizes in the wind turbine cabin

由圖3和圖4可以看出，當(dāng)網(wǎng)格尺寸為0.10 m時(shí)，風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量濃度值和溫度值都趨于穩(wěn)定。綜合考慮計(jì)算時(shí)間和計(jì)算結(jié)果的精確性，本文采用0.1 m的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行試驗(yàn)。

2 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙通風(fēng)工況設(shè)計(jì)

文獻(xiàn)[28]采用 CFD 軟件對(duì)“下送尾排式”、 “下送側(cè)排式”、“側(cè)送尾排式”和“側(cè)送側(cè)排式”4種不同的風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙散熱布局結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明“側(cè)排式”機(jī)艙比“尾排式”機(jī)艙的氣流組織形式散熱要好。文獻(xiàn)[29]對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙散熱布局結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化評(píng)估，得出“側(cè)送側(cè)排式”是最優(yōu)的機(jī)艙散熱布局結(jié)構(gòu)，且其散熱能力較強(qiáng)、溫度場(chǎng)分布均勻性顯著、有利于機(jī)艙散熱的結(jié)論。本文在“側(cè)送側(cè)排式”風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙散熱布局結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，研究了火災(zāi)情況下熱流場(chǎng)特性，機(jī)艙通風(fēng)開口設(shè)置如圖5所示。通風(fēng)開口位置上下對(duì)稱，機(jī)艙左側(cè)兩個(gè)通風(fēng)開口從下往上分別記為W1L、W2L，機(jī)艙右側(cè)兩個(gè)通風(fēng)開口從下往上分別標(biāo)記為W1R、W2R，通風(fēng)開口位置x、y按照文獻(xiàn)[29]描述的最優(yōu)位置等比例尺寸設(shè)置，本文重點(diǎn)研究通風(fēng)開口縱向位置z的變化對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)熱流場(chǎng)特性和煙氣蔓延的影響。目前國(guó)內(nèi)關(guān)于風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)口位置設(shè)計(jì)沒(méi)有明確的規(guī)范，可參考工業(yè)建筑通風(fēng)的設(shè)計(jì)，當(dāng)采取自然通風(fēng)減少室內(nèi)余熱時(shí)，其進(jìn)風(fēng)口距室內(nèi)地面的高度應(yīng)不大于1.2 m[30]，結(jié)合典型風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙艙體上下底面的尺寸，z值分別取0.4 m、0.6 m、0.8 m、1.0 m、1.2 m，并考慮自然環(huán)境對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)熱流場(chǎng)特性和煙氣蔓延的影響，設(shè)置了不同的風(fēng)速和溫度。

圖5 “側(cè)送側(cè)排式”風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙散熱布局結(jié)構(gòu)Fig.5 Diagram of side to side heat dissipation structure of the wind turbine cabin

本文設(shè)計(jì)的風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙通風(fēng)工況見(jiàn)表3。其中，工況A1～A5設(shè)定環(huán)境風(fēng)速為0、艙外環(huán)境溫度為25℃，考慮不同的機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口結(jié)構(gòu)位置z值對(duì)機(jī)艙火災(zāi)煙氣蔓延和溫度場(chǎng)的影響，并選取最佳風(fēng)開口位置；工況B1～B4設(shè)定z值為0.6 m、艙外環(huán)境溫度為25℃，考慮不同環(huán)境風(fēng)速(0 m/s、3 m/s、6 m/s、9 m/s)對(duì)機(jī)艙火災(zāi)的影響；工況C1～C4設(shè)定z值為0.6 m、環(huán)境風(fēng)速為3 m/s，考慮不同的艙外環(huán)境溫度(5℃、15℃、25℃、35℃)對(duì)機(jī)艙火災(zāi)溫度場(chǎng)的影響。

表3 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙通風(fēng)工況設(shè)計(jì)

3 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)模擬結(jié)果與分析

3.1 機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口位置對(duì)火災(zāi)煙氣場(chǎng)的影響

3.1.1 火災(zāi)煙氣場(chǎng)特性

圖6為不同機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口位置(即不同通風(fēng)開口位置高度z值)對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)煙氣層高度的影響。

由圖6可知：在t=75 s之前通風(fēng)開口位置設(shè)置在不同高度時(shí)火災(zāi)煙氣層沉降高度基本一致；在t=75 s之后z為0.4～1.0 m時(shí)火災(zāi)煙氣層高度在1.4 m左右，而z為1.2 m時(shí)火災(zāi)煙氣層高度在1.2 m左右。z值越大,表示上下雙開口W1R和W2R距機(jī)艙上下底面的距離越大，且兩開口之間的距離越小，因此z值過(guò)大則兩開口靠近機(jī)艙艙體豎直方向的中部，不利于排煙，圖中z為1.2 m時(shí)的火災(zāi)煙氣層高度便可佐證。

圖6 不同通風(fēng)開口位置高度z值對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi) 火災(zāi)煙氣層高度的影響Fig.6 Effect of different opening position height z values on the height of the fire smoke layer in the wind turbine cabin

圖7為不同通風(fēng)開口位置高度z值對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量濃度的影響。

圖7 不同通風(fēng)開口位置高度z值對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi) 平均氧氣質(zhì)量濃度的影響Fig.7 Effect of different opening position height z values on the overage oxygen mass concen- tration in the wind turbine cabin

由圖7可知：隨著通風(fēng)開口位置高度z值的增大，機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量濃度依次逐級(jí)遞減，說(shuō)明側(cè)機(jī)艙壁雙開口WL、WR離機(jī)艙罩頂部和底部越近，機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)效果越好，開口處空氣對(duì)流增強(qiáng)；但是排煙效果增加的同時(shí)，卻為火源提供了更多的氧氣，促進(jìn)了火源的燃燒?？紤]通風(fēng)開口位置對(duì)排煙效果及火源燃燒的影響，機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口位置高度z值應(yīng)設(shè)置在0.6～1.0 m之間。

3.1.2 火災(zāi)溫度場(chǎng)特性

平均溫升采用風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)前、中、后三束熱電偶樹測(cè)得的溫度平均值來(lái)表示，將平均溫升速率定義為機(jī)艙內(nèi)最大溫升峰值與達(dá)到最大平均溫度需要的時(shí)間的比值。圖8和圖9分別為不同通風(fēng)開口位置高度z值對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫升和平均溫升速率的影響。

圖8 不同通風(fēng)開口位置高度z值對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi) 平均溫升的影響Fig.8 Effect of different opening position height z values on the average temperature rise in the wind turbine cabin

由圖8可以看出，火災(zāi)發(fā)生后，機(jī)艙內(nèi)溫度迅速上升，在100 s之后，z為1.2m時(shí)比z為0.4 m和0.6 m時(shí)機(jī)艙內(nèi)平均溫度高20℃左右，且z值越小，說(shuō)明排煙效果和降溫效果越好。

圖9 不同通風(fēng)開口位置高度z值對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi) 平均溫升速率的影響Fig.9 Effect of different opening position height z values on the average temperature rise rate in the wind turbine cabin

由圖9可以看出，機(jī)艙內(nèi)平均溫升速率隨著z值的增大(開口位置高度的降低)而遞增，兩者近似為線性關(guān)系，說(shuō)明z值越大，熱煙氣擴(kuò)散效果越差，火災(zāi)危險(xiǎn)性越大。通過(guò)線性擬合，可以得到其擬合公式如下：

(dT/dt)average=0.43+0.598×z

(5)

擬合確定系數(shù)R2=0.944 3，說(shuō)明擬合效果好。

3.1.3 通風(fēng)開口處熱流量流出速率的變化

圖10為側(cè)壁對(duì)角雙開口在不同通風(fēng)開口位置高度z值下熱流量流出速率的變化曲線。

圖10 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口在不同z值下的熱 流量流出速率的變化曲線Fig.10 Variation curves of the heat flow outflow rate from diagonal double openings of wind turbine cabin side walls for different opening position height z values

由圖10可知：在無(wú)風(fēng)條件下，機(jī)艙下側(cè)開口W1L和W1R在不同的z值下流出的熱流量較小，說(shuō)明機(jī)艙下側(cè)開口處有少量煙氣流出，機(jī)艙上側(cè)開口W2L和W2R在25 s之后開始有熱流量流出并逐漸增大，到100 s左右時(shí)熱流量流出速率達(dá)到穩(wěn)定；不同的z值下熱流量流出速率存在著梯度差，當(dāng)z值小于1.0 m時(shí)，隨著z值的增大，熱流量流出速率逐漸減小，其梯度差逐漸增大，z為1.0 m與z為1.2 m熱流量流出速率的梯度差較明顯，說(shuō)明機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口位置高度z值大于1.0 m時(shí)機(jī)艙內(nèi)的熱流量釋放量降低，熱煙氣積聚較多，機(jī)艙內(nèi)平均溫度及平均溫升速率較高。綜合以上分析，機(jī)艙側(cè)壁對(duì)角雙開口位置的最佳高度應(yīng)為0.6 m和0.8 m。

3. 2 環(huán)境風(fēng)速對(duì)火災(zāi)煙氣場(chǎng)的影響

3.2.1 火災(zāi)煙氣特性

環(huán)境風(fēng)速影響火災(zāi)煙氣的流動(dòng)，風(fēng)向也影響火災(zāi)煙氣運(yùn)動(dòng)的方向。本文通過(guò)對(duì)工況B1～B4在正向風(fēng)不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得到不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)煙氣層高度的變化曲線，見(jiàn)圖11。

圖11 不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi) 煙氣層高度的變化曲線Fig.11 Effect of different ambient wind speeds on the height of the fire smoke layer in the wind turbine cabin

由圖11可以看出：在t=20～40 s之間，環(huán)境風(fēng)速為6 m/s和9 m/s時(shí)，火災(zāi)煙氣層高度沉降的速度大于環(huán)境風(fēng)速為0 m/s和3 m/s，且環(huán)境風(fēng)速為3 m/s時(shí)火災(zāi)煙氣層高度比無(wú)風(fēng)速時(shí)低，說(shuō)明隨著環(huán)境正向風(fēng)速的增加，火災(zāi)煙氣沉降速度加快，在機(jī)艙內(nèi)熱煙氣聚集較多。

圖12為不同環(huán)境風(fēng)速下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙左側(cè)壁通風(fēng)口不同高度處煙氣的水平速度分布圖。

圖12 不同環(huán)境風(fēng)速下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙左側(cè)壁通風(fēng)口 不同高度處煙氣的水平速度分布圖Fig.12 Horizontal smoke velocity distribution at different heights of the wind turbine cabin left side vents for different ambient wind speeds

由圖12可以看出:無(wú)風(fēng)速條件下，機(jī)艙左側(cè)壁通風(fēng)口處煙氣的水平速度隨著通風(fēng)口處高度的增加逐漸由正到負(fù)，煙氣氣流方向發(fā)生改變，下開口處進(jìn)風(fēng)，上開口熱氣流排出；在環(huán)境風(fēng)速為3 m/s和6 m/s時(shí)，通風(fēng)口處的煙氣水平速度在正負(fù)間發(fā)生了幾次波動(dòng)，在0.9 m高度通風(fēng)口處煙氣水平速度由正到負(fù)，說(shuō)明除在上下開口中間存在中性面以外，在下開口處存在著小的中性面進(jìn)行冷熱交換；當(dāng)環(huán)境風(fēng)速為9 m/s時(shí)，通風(fēng)口處煙氣水平速度一直為負(fù)值，說(shuō)明環(huán)境風(fēng)速過(guò)大，機(jī)艙下側(cè)開口因外側(cè)卷吸作用，使機(jī)艙內(nèi)壓大于機(jī)艙外壓，熱煙氣也從下側(cè)開口排出。

圖13 不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均 氧氣質(zhì)量濃度的變化曲線Fig.13 Variation curves of the average oxygen mass concentration for different ambient wind speeds in the wind turbine cabin

圖13為不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量濃度的變化曲線。

由圖13可知：環(huán)境風(fēng)速越大，機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量濃度越小，當(dāng)環(huán)境風(fēng)速為9 m/s時(shí)，其波動(dòng)較大。結(jié)合圖11和圖12可以得出，在環(huán)境正向風(fēng)的作用下，機(jī)艙左下側(cè)開口使冷空氣的流入受到了限制，隨著環(huán)境風(fēng)速變大，風(fēng)向由機(jī)艙外向機(jī)艙內(nèi)流動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)闄C(jī)艙內(nèi)向機(jī)艙外運(yùn)動(dòng)，減少了外界空氣進(jìn)入，這種氣體流動(dòng)方向的變化會(huì)影響火災(zāi)的發(fā)展。

3.2.2 火災(zāi)溫度場(chǎng)特性

圖14為不同環(huán)境風(fēng)速條件下機(jī)艙內(nèi)平均溫升的變化曲線。

圖14 不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫升的 變化曲線Fig.14 Variation curves of the average temperature rise for different ambient wind speeds in the wind turbine cabin

由圖14可知：機(jī)艙火災(zāi)前期發(fā)展受環(huán)境風(fēng)速的影響較小，75 s之后，機(jī)艙內(nèi)溫度場(chǎng)受風(fēng)力的影響較明顯；當(dāng)環(huán)境風(fēng)速小于或等于6 m/s時(shí)，環(huán)境風(fēng)速對(duì)機(jī)艙內(nèi)平均溫度的影響較小，當(dāng)環(huán)境風(fēng)速達(dá)到9 m/s后，機(jī)艙內(nèi)平均溫度升高20℃左右，說(shuō)明正向環(huán)境風(fēng)速過(guò)大時(shí)，機(jī)艙左下側(cè)開口使冷空氣的流入量減少，機(jī)艙內(nèi)溫度升高。

圖15為不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫升速率的變化曲線。

圖15 不同環(huán)境風(fēng)速下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫升 速率的變化曲線Fig.15 Variation curves of the average temperature rise rate for different ambient wind speeds in the wind turbine cabin

由圖15可以看出，機(jī)艙內(nèi)平均溫升速率隨著環(huán)境風(fēng)速的增大呈先降低后增大的U型函數(shù)關(guān)系。通過(guò)擬合，得到其擬合公式如下：

(dT/dt)average=exp(-0.060 8-0.111 3v+

0.015 09v2)

(6)

擬合確定系數(shù)R2=0.992 5，說(shuō)明擬合效果好。根據(jù)溫升速率擬合結(jié)果，當(dāng)環(huán)境風(fēng)速超過(guò)6 m/s時(shí)，環(huán)境風(fēng)速越大，平均溫升速率越大，火災(zāi)危險(xiǎn)性也越大。

3.2.3 通風(fēng)開口處熱流量流出速率的變化

圖16為不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙左前側(cè)WL及右后側(cè)WR兩側(cè)通風(fēng)開口處熱流量流出速率的變化曲線。

圖16 不同環(huán)境風(fēng)速條件下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)兩側(cè)通風(fēng) 開口處熱流量流出速率的變化曲線Fig.16 Variation curves of the heat flow outflow rate from the vents on the two sides of the wind turbine cabin for different wind speeds

由圖16(a)可以看出：在t=23 s之后機(jī)艙左前側(cè)上通風(fēng)開口處開始有熱流量流出；下通風(fēng)開口處在環(huán)境風(fēng)速小于3 m/s時(shí)，無(wú)熱流量流出，說(shuō)明此時(shí)下開口處僅有外界冷空氣進(jìn)入，無(wú)熱流量交換，但當(dāng)環(huán)境風(fēng)速大于6 m/s時(shí)，在t=55 s之后下通風(fēng)開口處有熱流量流出，說(shuō)明此時(shí)煙氣因積聚沉降或外界風(fēng)力卷吸到機(jī)艙下部，機(jī)艙內(nèi)的壓力值大于機(jī)艙外的壓力值，環(huán)境熱流量從機(jī)艙下部排出，且熱流量流出速率隨環(huán)境風(fēng)速的增加而增大。由圖16(b)可以看出，機(jī)艙右側(cè)下通風(fēng)開口處無(wú)熱流量流出，只有少許冷空氣進(jìn)入機(jī)艙，上通風(fēng)開口W2R處流出的熱流量隨環(huán)境風(fēng)速增大而急速降低，直至變?yōu)樨?fù)。

綜合環(huán)境風(fēng)速對(duì)火災(zāi)煙氣場(chǎng)的影響分析可知，環(huán)境風(fēng)速的增加阻礙了機(jī)艙右側(cè)上通風(fēng)開口處熱流量的流出和機(jī)艙左側(cè)下通風(fēng)開口處冷空氣的流入，最終導(dǎo)致機(jī)艙內(nèi)溫度升高。

3. 3 外界環(huán)境溫度對(duì)火災(zāi)煙氣場(chǎng)的影響

3.3.1 火災(zāi)煙氣特性

通過(guò)對(duì)工況C1～C4環(huán)境溫度變化下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙火災(zāi)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，分別得到不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)煙氣層高度和平均氧氣質(zhì)量濃度的變化曲線，見(jiàn)圖17和圖18。

圖17 不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)火災(zāi) 煙氣層高度的變化曲線Fig.17 Variation curves of the height of the fire smoke layer for different external ambient temperatures in the wind turbine cabin

圖18 不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均氧氣 質(zhì)量濃度的變化曲線Fig.18 Variation curves of the average oxygen mass concentration for different external ambient temperatures in the wind turbine cabin

由圖17和圖18可以看出:整體上煙氣層高度隨機(jī)艙外部環(huán)境溫度的升高而下降的變化趨勢(shì)大致相同；當(dāng)外部環(huán)境溫度大于5℃時(shí)，機(jī)艙內(nèi)平均氧氣質(zhì)量平均濃度基本在0.23 kg/m3附近波動(dòng)。機(jī)艙內(nèi)環(huán)境溫度可以影響艙內(nèi)不同介質(zhì)之間的傳熱過(guò)程，進(jìn)而影響到火災(zāi)煙氣場(chǎng)特性，而外界環(huán)境溫度通過(guò)自然風(fēng)作用緩慢影響艙內(nèi)環(huán)境溫度，但由于油池火溫度上升很快，對(duì)艙內(nèi)環(huán)境溫度的影響明顯，故說(shuō)明外界環(huán)境溫度對(duì)機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)煙氣蔓延的影響小。

3.3.2 火災(zāi)溫度場(chǎng)特性

圖19為不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫升的變化曲線。

圖19 不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫 升的變化曲線Fig.19 Variation curves of the average temperature rise for different external ambient temperatures in the wind turbine cabin

由圖19可以看出，不同外界環(huán)境溫度下機(jī)艙內(nèi)的平均溫度變化趨勢(shì)一致，曲線基本重合，說(shuō)明在額定的環(huán)境風(fēng)速條件下，機(jī)艙內(nèi)火災(zāi)溫度的變化受外界環(huán)境溫度的影響較小。

通過(guò)分析外界環(huán)境溫度對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫升速率的影響(見(jiàn)圖20)發(fā)現(xiàn)，外界環(huán)境溫度造成的平均溫升速率的浮動(dòng)值很小，近似為一條直線，結(jié)合火災(zāi)煙氣特性的分析可知，艙內(nèi)環(huán)境溫度主要受油池火溫度的影響，外界環(huán)境溫度對(duì)其的影響較小，故外界環(huán)境溫度對(duì)艙內(nèi)平均溫升速率的影響也不明顯。

圖20 不同外界環(huán)境溫度對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)平均溫 升速率的影響Fig.20 Effect of different external ambient tempera- tures on the average temperature rise rate in the wind turbine cabin

3.3.3 通風(fēng)開口處熱流量流出速率的變化

圖21為不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)開口處熱流量流出速率的變化曲線。

圖21 不同外界環(huán)境溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)開口 處熱流量流出速率的變化曲線Fig.21 Variation curves of the heat flow outflow rate from the wind turbine cabin vents for different external ambient temperatures

由圖21(a)可以看出：t=25 s之后機(jī)艙左側(cè)上通風(fēng)開口處有熱流量流出，不同外界環(huán)境溫度下熱流量的變化趨勢(shì)在120 s之后達(dá)到穩(wěn)定值50 kW；機(jī)艙左側(cè)下通風(fēng)開口處基本上無(wú)熱流量流出，在35℃時(shí)有輕微的波動(dòng)，熱流量開始流出。在外界環(huán)境溫度較小時(shí)，主要是冷空氣從機(jī)艙下部通風(fēng)開口處進(jìn)入機(jī)艙，從機(jī)艙上部通風(fēng)開口處排出熱流量，受外界環(huán)境溫度的影響甚微。由圖21(b)可以看出：不同外界環(huán)境溫度條件下機(jī)艙右側(cè)上通風(fēng)開口處熱流量值變化不大，在5℃時(shí)，機(jī)艙上通風(fēng)開口處流出熱流量值最大可達(dá)10 kW左右，而外界環(huán)境溫度大于5℃時(shí)，機(jī)艙上通風(fēng)開口處流出熱流量穩(wěn)定在3 kW左右，機(jī)艙外界環(huán)境溫度對(duì)其幾乎無(wú)影響；機(jī)艙右側(cè)下通風(fēng)開口處流出熱流量隨著外界環(huán)境溫度的增加而降低，但降低幅度不超過(guò)5 kW，說(shuō)明機(jī)艙外界環(huán)境溫度對(duì)于機(jī)艙下通風(fēng)開口處流出熱流量的影響較小。

4 結(jié) 論

(1) 風(fēng)力發(fā)電機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)開口位置的設(shè)置對(duì)火災(zāi)煙氣擴(kuò)散、蔓延與機(jī)艙內(nèi)溫度變化有極大的影響，而“側(cè)風(fēng)側(cè)排式”的通風(fēng)開口方式具有良好的散熱能力及防控排煙效果。

(2) 通風(fēng)開口位置距機(jī)艙頂和底面的距離越近，火災(zāi)煙氣防排煙效果越好，火災(zāi)煙氣層高度也越低；當(dāng)通風(fēng)開口距機(jī)艙頂/底面的距離小于1.0 m時(shí)，機(jī)艙通風(fēng)開口處熱流量流出速率隨著通風(fēng)開口距離的增大而逐漸減小，通風(fēng)開口距機(jī)艙頂和底面的最佳距離為0.6 m和0.8 m；機(jī)艙平均溫升速率與通風(fēng)開口位置的距離呈正比例關(guān)系。

(3) 環(huán)境正向風(fēng)的作用會(huì)抑制機(jī)艙左側(cè)通風(fēng)開口處熱煙氣向外擴(kuò)散，環(huán)境風(fēng)速的增加減少了機(jī)艙左側(cè)下通風(fēng)開口處外界冷空氣的流入和機(jī)艙右側(cè)上通風(fēng)開口處熱流量的流出，導(dǎo)致機(jī)艙內(nèi)溫度升高；機(jī)艙火災(zāi)的平均溫升速率隨著環(huán)境風(fēng)速的增大呈先降低后增大的U型函數(shù)關(guān)系。

(4) 機(jī)艙外環(huán)境溫度對(duì)火災(zāi)燃燒、煙氣蔓延的影響較小，對(duì)平均溫升速率基本無(wú)影響。