舰船舱室火灾下结构热力响应及极限强度研究

郝军凯，薛鸿祥，黄捷，梁乐，杨尚升，苗怡然，喻巧，王宇阳

1. 中国核动力研究设计院 核反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610213

2. 上海交通大学 海洋工程国家重点实验室，上海 200240

舰船内可燃物多，人员密集，在发生战斗或者日常使用过程中，一旦发生火灾极易造成人员伤亡和财产损失。近年来由于舰船火灾造成的安全事故和经济损失触目惊心。2020年7月，美国“好人理查德”号舰艇发生火灾，持续4天4夜，造成船体不可修复的损坏。紧接着美国“福特级”核动力航母和“基萨奇山号”军舰发生火灾，所幸发现及时，未造成较为严重的后果。1966年9月，俄罗斯的“列宁号”核动力破冰船由于技术原因造成连续的火灾和爆炸事故，西方学者推测该事故造成至少30人丧生且较多船员因核辐射而送医治疗。由此可见，舰艇舱室火灾是舰船生命周期内的重大威胁，有必要针对舰船舱室火灾下的结构安全评估进行深入研究。

在以往舱室火灾场景的文献中，多对火灾发展过程中的温度和烟气分布进行研究。胡靖等[1-2]通过自建小型模型进行船舶密闭舱室或仅有顶部开口的火灾场景实验模拟分析，揭示了火灾的燃烧特性和烟气变化特点。Chen等[3-4]在长宽高分别为1 m×1 m×0.75 m的舱室顶角处开口，比较不同油池大小下的燃料质量损失率、气体温度分布和氧气浓度，发现氧浓度和燃料用量是造成火焰熄灭的主要原因。同时许多学者通过试验与FDS软件数值计算对比，证实该软件的有效性，并采用该软件进行舱室火灾场景模拟。朱小俊等[5]采用模型实验手段研究了钢板升温效应，同时利用以大涡模拟为基础的火灾动力学仿真软件FDS进行数值模拟，取得了较好的仿真效果。Wang等[6]针对散货船机舱火灾场景，使用FDS软件分析了烟气浓度、温度和扩散速度的变化规律。张佳庆[7]通过实际实验分析了顶部开口腔室中火源水平位置对火灾行为的影响，提出了一系列船舶舱室火灾参数预测模型并对其影响因素进行了表征。

舱室火灾下，钢材结构迅速吸热，其力学性能迅速下降，同时产生较大热应力，导致其极限强度与常温相比有较大差异。Zhang等[8]研究分析侧向载荷作用的加筋板在标准升温曲线下的温升效应，以及其在高温下的热力响应和结构变形；郝军凯等[9-10]将FDS软件与有限元软件结合，研究了0.64 m2油池火下甲板板架的热力响应与极限承载力，并分析比较了防火涂料对结构的防护性能。但是目前针对舰船舱室不同火灾场景下板架的热力响应和极限强度研究尚不充分。

本文采用基于大涡模拟算法的火灾动力学仿真手段，模拟不同油池面积及通风条件下的舱室火灾场景，并将温度载荷映射至有限元板架模型，采用顺序热力耦合方法计算不同火灾场景下的板架热力响应和极限强度，对比分析不同火灾场景对舱室的威胁程度。

1 分析方法及模型

舰船舱室火灾场景下的结构热力响应和极限强度研究流程如图1所示。主要通过火灾动力学仿真软件模拟获得舱室火灾下的环境温度，通过自编程序，将时变环境温度载荷映射至结构有限元模型[11]，而后考虑结构导热方式、边界条件等一系列因素，在有限元软件中进行结构的热力响应和极限强度研究[12-13]。

图1 火灾场景下结构热力响应和极限强度分析流程

本文选取某船舶舱室甲板板架模型，舱室尺寸为16.8 m×22.4 m×6 m，如图2所示。舱室外面为常温环境，舱室内部为高温环境，环境与结构通过热对流、热辐射进行热量传递，其中常温换热系数为10W/(m2K)，高温换热系数为50W/(m2K)，辐射率为0.24。假设舱室底部有一方形油盘，采用与柴油最为接近的正庚烷模拟油池火灾的燃烧特性，甲板板架结构的有限元模型如图3所示。

图2 舱室火灾场景示意

甲板板架的初始变形分别考虑甲板板的屈曲模态初始变形ωopl、纵骨的柱形扭转初始变形ωoc和纵骨的侧倾初始变形ωos等3类：

式中：tp为甲板板厚，β为板的柔度系数，，A0=0.1β2tP,B0=C0=0.0015。

甲板板架材料为钢材，采用理想弹塑性模型，边界条件为四周刚性固定，为了模拟船舶甲板可能存在的受力情况（如货物、设备等），在甲板表面施加15 kPa竖直向下（z轴负向）的均匀分布载荷，舱室初始温度为20 ℃。船用钢材弹性模量为E=2.1×105MPa，屈服应力为σy=355MPa，泊松比y=0.3。钢材的热学性能和力学性能随温度的变化趋势均取欧洲规范Eurocode 3的推 荐值[14]。

2 不同油池面积下密闭舱室火灾发展及结构热力响应特点

2.1 舱室火灾发展特点

油池面积大小与舱室火灾发展密切相关。对于密闭舱室火灾，本节将选取0.64 m2小型油池火、2 m2中型油池火与4 m2大型油池火进行火灾动力学仿真，继而进行舱室甲板板架结构的热力响应研究，并进行对比分析。

图4是64 m2油池火灾发生400 s和1 200 s时，2 m2油池火灾发生150 s和300 s时，以及4 m2油池火灾发生100 s和180 s时的火灾场景模拟图，可以看出，随着油池面积的增大，火灾前期的火势更为迅猛，板架直接受热面积更大，舱室整体环境温度更高。图4中也可以看出密闭舱室不同油池面积的火灾中，火焰基本保持竖直向上的燃烧姿态。2 m2和4 m2油池火灾分别在火灾发生300 s和180 s左右时，火势明显减弱。

图4 密闭舱室火灾场景模拟

为进一步分析不同油池面积密闭舱室火灾发展趋势，图5和图6分别给出不同油池面积下的火源热释放速率和舱室氧气浓度随火灾持续时间的变化。由图5中可以看出，火源的热释放速率在火灾发生前期达到最大，并且油池面积越大，热释放速率的最大值也在快速增加。在火灾发生200 s之后，油池面积越大的场景中，其热释放速率下降也最为迅速。其中油池面积为2 m2和4 m2的舱室火灾分别在360 s、210 s时刻左右，火源热释放速率降低为零，意味着此时火源熄灭。

图5 密闭舱室火灾不同油池面积时热释放速率变化

图6 密闭舱室火灾不同油池面积时氧气浓度变化

结合图6可以看出，由于舱室没有开口，新鲜空气不能及时补充，所以氧气成为控制火源热释放速率的重要因素。火源面积越大，其耗氧速率越快，并且当舱室氧气含量降至10%左右时，火源由于缺氧熄灭，此类舱室火灾称之为氧气控制型火灾。油池面积为0.64 m2的舱室火灾由于火势较小，耗氧较慢，所以在模拟时间内火源的热释放速率随着氧气浓度逐渐减小，但并未熄灭。

2.2 舱内环境与结构温升效应

随着舱室火灾的发展，舱室环境温度会发生剧烈变化。图7为密闭舱室不同油池面积火灾下，板架附近最高环境温度随火灾持续时间的变化趋势。图7中可以看出环境温度随着火灾的发生而急剧增加，在200 s时间内，4 m2油池大小的火灾环境温度可以达到近1 100 ℃，面积最小为0.64 m2油池火灾环境温度也能达到500 ℃以上，说明舱室火灾对结构具有较大威胁。

图7 密闭舱室火灾不同油池面积环境最高温度变化

对比图5，可以发现图7中不同油池面积舱室火灾下的最高环境温度变化与火源热释放速率变化基本一致。在火源熄灭之后，由于舱室密闭，热量不易散失，所以舱室环境温度下降较为缓慢。

图8为不同油池面积密闭舱室火灾下，结构最高温度随火灾持续时间的变化趋势。从图8中可以看出，虽然油池面积为2 m2和4 m2的舱室火灾持续时间较短，但是由于其在火灾前期环境温度远高于0.64 m2的油池火灾，所以在火灾模拟时间内舱室结构最高温度的峰值高于0.64 m2的油池火灾，并且2 m2油池火灾结构最高温度峰值最大。从中可以得到，在密闭舱室火灾下，结构最高温度的峰值取决于多种因素，并不与油池面积有直接的比例关系。在本节算例中，当油池面积为中等大小时，结构最高温度峰值达到最大。

图8 密闭舱室火灾不同油池面积下结构最高温度变化

2.3 结构应力场分析

计算研究发现板架结构在火灾高温下，由于热载荷过大而失效的主要原因是火焰正上方的纵骨发生局部屈曲，进而产生结构大变形，并且纵骨应力变化趋势可以代表板架最危险处结构应力变化趋势。所以本节主要针对火焰上方的纵骨进行不同工况舱室火灾下结构应力分析。

图9和图10分别为密闭舱室油池火灾发生时，不同油池面积情况下，火焰正上方纵骨应力及纵骨侧向位移随火灾持续时间的变化情况。

图9 密闭舱室火灾不同油池面积火焰上方纵骨应力变化

图10 密闭舱室火灾不同油池面积时火焰上方纵骨侧向位移变化

图9中可以看出，纵骨应力随着火灾发展而迅速增大，并且应力增大速率与结构最高温度正相关。通过2.2节研究可知，油池面积为0.64 m2的舱室火灾下，火焰上方的纵骨在火灾持续940 s时发生失效，产生大变形导致纵骨应力下降。图9中，油池面积为2 m2与4 m2的舱室火灾下，火焰上方的纵骨分别在火灾持续430 s与540 s时发生应力下降，但是结合图10的纵骨侧倾位移图可以发现，0.64 m2的油池火灾下，其纵骨侧倾位移呈现持续增加趋势，但2 m2与4 m2的油池火灾下，纵骨侧倾位移分别在火灾发生480 s与570 s时开始下降，与纵骨应力下降时间较为接近，说明此时纵骨应力变化的主要原因是舱室池火熄灭，结构温度下降，结构热应力减小，材料出现应力卸载现象，结构逐渐趋于安全。

3 舱室开口对火灾发展及结构热力响应影响

上节对密闭舱室火灾的分析表明，由于舱室密闭，没有新鲜空气流通，油池面积较大的火灾容易在短时间内熄灭，但是舰船在检修时具有通风口，由于有氧气补充，火源燃烧时间会更长，可能会对结构造成更严重的威胁。本节将以舰船单侧开口舱室为例，分析开口效应对火灾发展情况及结构热力响应的影响。模型尺寸与前文一致，开口参考生活中门窗大小，取长宽各为1.8 m，面积为3.24 m2，距舱室顶部0.4 m，如图11所示。油池面积仍选取0.64 m2、2 m2和4 m2。

图11 单开口舱室模型

3.1 舱室火灾发展特点

通过火灾场景动态模拟仿真发现，单开口舱室火灾下的火焰姿态并不像密闭舱室火灾一样稳定竖直向上，大致可以分为火灾前期和火灾后期2个阶段。图12以油池面积为2 m2的油池火灾为例，分别展示其在火灾发展100 s和1 000 s时刻下火焰姿态，可以看出在火灾前期火焰基本保持竖直向上的状态，在火灾后期，火焰向有开口的地方倾斜，主要是因为火灾前期舱室氧气较为充足，火灾后期氧气浓度减少，而开口处可以补充新鲜氧气，火焰向舱室开口侧倾斜。

图12 油池面积2 m2时单开口舱室火灾场景模拟

图13和图14分别给出单开口舱室火灾不同油池面积下的火源热释放速率和舱室氧气浓度随火灾持续时间的变化情况。由图13和图14可以看出，在火灾发展前200 s时间内，单开口舱室火灾各工况下的火源热释放速率以及舱室氧气浓度变化与密闭舱室火灾基本一致，说明此时舱室氧气充足，火灾能够稳定发展，通风口氧气流动不明显；在火灾持续200 ～600 s时间内，对比图5和图6可知，此时2 m2与4 m2的油池火灾热释放速率降速放缓，但火源继续燃烧，说明由于舱室内部氧气消耗较多，通风口处有新鲜氧气流入；由于不同油池面积舱室火灾耗氧率不同，油池面积为0.64 m2、2 m2和4 m2的油池火灾的舱室氧气浓度分别在200 s、600 s和800 s左右开始有所回升。

结合图13和图14，对于0.64 m2油池火灾，在火灾持续800 s之后，舱室氧气浓度继续升高，但是火源的热释放速率下降较快，说明此时燃料消耗较多，导致火势逐渐减小，燃料成为控制火灾大小的重要因素，此类火灾可称之为燃料控制型火灾。

对于2 m2与4 m2的油池火灾，在火灾持续800 s之后，两者火源热释放速率与舱室氧气浓度变化趋于稳定，说明此时两者的燃料燃烧与氧气消耗达到相对稳定状态，但是两者的热释放速率数值相当，均小于火灾前期的热释放速率。这是因为在开口面积为3.24 m2的舱室中，氧气的补充速率较慢，不能满足大面积火源的燃烧需求，但可以使燃料持续较长时间的燃烧，此类火灾可称之为过渡型火灾。

图13 单开口舱室火灾不同油池面积时热释放速率变化

图14 单开口舱室火灾不同油池面积时氧气浓度变化

3.2 舱内环境与结构温升效应

图15为单开口舱室不同油池面积火灾下，板架附近最高环境温度随火灾持续时间的变化趋势，可以看出其与图13中火源热释放速率变化基本一致。在火灾发生600 s之前，不同油池面积的舱室火灾环境温度相差较大。在火灾发生200 ～600 s时间段内，油池面积为2 m2的舱室火灾环境温度要高于其它两种工况；而在火灾后期，0.64 m2油池火灾环境温度由于燃料较少而开始逐渐下降，2 m2和4 m2油池火灾环境温度变化趋于稳定，且数值大致相同。

图16为单开口舱室不同油池面积火灾下，结构最高温度随火灾持续时间的变化趋势。图16中可以看出，火灾前期200 s时间内，结构温度上升速率随油池面积增大而增大。结合图15，在火灾发生200～600 s时间内，油池面积为0.64 m2与2 m2的舱室火灾环境温度高于此时结构最高温度，所以其结构温度持续增加，且2 m2油池火灾结构温度上升更快；油池面积为4 m2的舱室火灾由于环境温度下降较快，所以其结构温度也逐渐下降。在舱室火灾持续600 s之后，2 m2与4 m2油池火灾结构温度随环境温度变化基本趋于稳定，0.64 m2油池火灾结构温度随环境温度变化，达到最高点后逐渐下降。可以看出，在单开口的舱室火灾中，结构温度受开口通风条件和油池面积共同影响，在本节算例中，当油池面积为中等大小时，结构最高温度峰值达到最大。

图15 单开口舱室火灾不同油池面积环境最高温度变化

图16 单开口舱室火灾不同油池面积结构最高温度变化

3.3 结构应力场分析

图17和图18分别为单开口舱室油池火灾发生时，不同油池面积情况下，结构温度最高处纵骨应力及纵骨侧向位移随火灾持续时间的变化情况。结合图17和图18可以看出，油池面积为2 m2的舱室火灾由于结构温度持续较高，在火灾发生540 s时刻下，纵骨发生失效，比0.64 m2密闭舱室油池火灾下纵骨失效提前约400 s，而其他2种工况下的舱室火灾并未出现纵骨失效现象。对于油池面积为0.64 m2的舱室火灾而言，在火灾持续800 s时刻下，其纵骨会随着结构温度的下降而出现应力卸载现象。

图17 单开口舱室火灾不同油池面积时纵骨应力变化

图18 单开口舱室火灾不同油池面积纵骨侧向位移变化

4 不同工况下结构极限强度对比分析

海上航行的船舶受到总纵弯曲载荷作用，当船舶发生火灾时，甲板板架在受火状态下的剩余极限强度对保障结构完整性尤为重要。由于甲板板架在非均匀高温环境轴向受压的过程中涉及材料非线性和几何大变形等多种复杂效应，为了使计算结果有较好的收敛性，本文采用显式动态算法计算极限强度。对甲板板架施加船长方向（图3中X向）压缩位移，可得到结构的“载荷-位移”曲线。

图19为常温下板架达到极限状态时的应力和位移图。常温环境下甲板板架受到轴向压缩载荷时，相邻两横梁间加筋板发生崩溃而失效，其“载荷-位移”曲线如图20所示，得到板架极限强度为315.7 MPa。

图19 常温板架极限状态时应力、位移云图

图20 常温下甲板板架载荷位移曲线

提取火灾某一时刻下的板架应力及位移状态，进行轴向压缩载荷下的极限强度分析，可以得到甲板板架高温剩余极限强度。

由于舱室结构在温度100 ℃以上时，结构的弹性模量下降较快，直接影响结构的强度与变形。图21为各工况舱室火灾发生600 s时甲板板架温度分布，深色部分为结构温度大于100 ℃的区域，可以看出结构温度在100 ℃以上的面积与舱室油池面积、有无通风口等因素关系密切，并不呈现简单线性关系。在火灾持续600 s时刻下，温度超过100 ℃区域面积最大的是单开口2 m2油池火灾，其次是密闭舱室4 m2油池火灾，面积最小的是单开口0.64 m2油池火灾，与上文分析的各工况下舱室火灾发展趋势及结构温升效应一致。

图22为不同工况火灾发生后，甲板板架结构最大位移随火灾持续时间的变化趋势。结合图8、图16与图21可知，结构整体最大位移与100 ℃区域面积关系密切，而与结构最高温度关系并不明显，其主要原因是板架结构温度超过100 ℃时的弹性模型迅速下降，导致整体刚度下降较快，而在不同火灾场景下，结构最高温度大小与板架结构温度超过100 ℃区域面积并不正相关。

图23为不同火灾场景下结构剩余极限强度折减系数随火灾时间变化情况，大致与图22的最大位移呈现负相关性。不同火灾工况下的板架剩余极限强度可大致分3个时间段进行详细分析比较。

图21 各工况舱室火灾下板架温度分布

图22 各工况舱室火灾下结构最大位移

图23 各工况舱室火灾下板架高温剩余极限强度

火灾发生200 s之内，舱室板架剩余极限强度下降速率与油池面积正相关，因为此时燃料燃烧主要消耗舱室内氧气，与是否具备通风条件关系较小，并且在油池面积相同情况下，密闭舱室火灾场景下的板架极限强度下降更快，这是因为开口舱室热量容易散失，密闭舱室更易保持舱室温度，其中油池面积为4 m2的密闭舱室火灾在200 s时刻下的板架剩余极限强度仅有常温时的32%。

火灾发生200 ～600 s时间内，甲板板架剩余极限强度下降速率发生变化，主要与通风条件以及火源面积等因素相关，其中油池面积为2 m2的单开口舱室火灾下降最快，其在火灾持续600 s时刻下的板架剩余极限强度仅为常温下的7%。

火灾持续600 s之后，油池面积为2 m2和4 m2的密闭舱室火灾由于缺氧熄灭，板架结构发生卸载，导致其高温剩余极限强度逐渐升高，而油池面积为0.64 m2的开口油池火灾由于燃料消耗殆尽，在火灾持续1 000 s后的剩余强度也略有上升，其余3种火灾工况下的板架剩余强度继续下降，直到常温时强度的4%左右。

所以在火灾前期，油池面积越大，其对舱室结构威胁越大；在火灾中期，具备通风条件的中等面积油池火威胁显著增加；在火灾后期，能够持续燃烧的舱室火灾均会使舱室板架结构剩余极限强度降到极低值。

图24为不同火灾工况下的板架剩余强度与所需火灾持续时间的对应关系，横坐标中的1～6分别对应图23中1～6号工况，板架高温剩余极限强度取常温下极限强度的50%、20%、10%和5%。图24中折线为不同火灾工况下板架剩余强度值相同时所需火灾持续时间的连线，方便各工况之间对比分析。图24中柱状图空缺部分（如2号对应工况下，剩余10%强度对应火灾持续时间为空白）表示在火灾持续时间内，该火灾工况下的板架剩余极限强度并未下降至该值。

图24 不同火灾场景下板架剩余强度对应火灾时间

由图24可以看出，不同工况舱室火灾发生后，板架剩余极限强度下降至常温下的50%时所需火灾时间较短，其中用时最长的4号对应工况也仅为370 s。而3号工况用时最短，仅需145 s；其次是用时165 s的6号对应工况。

当板架剩余极限强度下降至常温下的20%时，依旧为4号对应工况用时最长，为735 s；而3号对应工况仅需320 s火灾时间；其次是用时385 s的2号对应工况。

2号和4号对应火灾工况下，板架在火灾持续时间内的剩余极限强度不会下降到常温的10%。剩余火灾工况下，3号曲线对应工况下板架剩余强度仅需540 s就降至常温下的10%；其次是用时560 s的5号对应工况。

仅有1号、5号和6号对应火灾工况下的板架剩余极限强度能降至常温下的5%。其中5号工况用时最短，仅为800 s；其次是用时950 s的6号对应工况；而1号对应工况需要1 180 s火灾持续时间。

综合分析图24可以看出，舱室结构极限强度的下降主要在发生火灾的中前期，并且该时间段内3号对应工况下板架强度下降最快，仅需540 s便可使板架剩余极限强度降至常温下的10%，在火灾中前期对结构的威胁最大；1号、5号和6号对应火灾工况均可在火灾持续时间内使板架强度下降至常温下的5%以下。

综上所述，对于燃料控制型的小面积油池火，一般情况下舱室氧气充足，密闭舱室火灾由于热量散失较慢，所以结构偏于危险；对于氧气控制型火灾，油池面积越大，在火灾中前期对结构造成的威胁越大，但在火灾后期火灾缺氧熄灭后，结构强度会有所上升；对于过渡型火灾，由于舱室具有开口，能较快散失热量，所以火灾前期对结构的威胁相对较小，但是由于能够持续燃烧，所以在火灾中后期对结构的威胁最为严重。

5 结论

本文通过构建不同油池面积和不同通风条件下的舱室油池火灾场景，研究其火灾发展趋势以及结构的热力响应和高温剩余极限强度，并进行具体的对比分析，研究结果表明：

1）对于舱室油池火灾而言，不同油池面积以及舱室不同通风条件均对舱室火灾发展以及结构的热力响应和高温剩余极限强度有较大影响，且关系复杂，并不呈现简单的线性关系。舱室开口会加快热量的损耗，火灾前期相同油池面积下的密闭舱室火灾场景较单开口舱室更为危险。

2）对于密闭舱室火灾而言，随着油池面积的增大，火势发展的越为迅猛，但同时火源也越早因缺氧熄灭，熄灭时的舱室氧气浓度大概在10%左右。火灾前期2 m2和4 m2的油池火灾下，结构强度下降较快，下降速度与油池面积正相关，但由于火源熄灭较早，其在后期结构强度由于应力卸载而有所上升；火灾后期0.64 m2油池火灾由于持续燃烧而结构强度持续下降，其结构强度在1 200 s时仅为常温下的4%左右。

3）对于开口舱室火灾而言，由于能够补充新鲜氧气，各油池面积下的火灾均不会缺氧熄灭，其中0.64 m2油池火灾由于燃料消耗较多而逐渐熄灭；2 m2油池火灾在火灾中后期更为危险，其强度在600 s时仅为常温下的7%。

4）密闭舱室2 m2和4 m2油池火灾属于氧气控制型火灾，单开口0.64 m2油池火灾属于燃料控制型火灾，密闭舱室0.64 m2以及单开口舱室 2 m2和4 m2油池火灾属于过渡型性火灾。可以发现，油池面积大小主要在火灾前期对结构威胁较大，过渡型火灾在中后期对舱室结构的威胁更大，并且各工况油池火灾下板架强度的下降主要发生在火灾中前期。

本研究方法可用于舰船等火灾下的结构热力响应及极限强度分析，为舰船防火和性能预测提供参考，但更广范围内的适用性，仍需进一步的验证。