豎直射流火撞擊障礙管道數(shù)值模擬分析

2022-10-18 08:20:14廖珊珊張少剛陶駿駿劉家豪汪金輝

化工學(xué)報 2022年9期

廖珊珊，張少剛，陶駿駿，劉家豪，汪金輝

（1 上海海事大學(xué)海洋科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201306； 2 常熟理工學(xué)院材料工程學(xué)院，江蘇常熟 215500）

引言

隨著現(xiàn)代工業(yè)的發(fā)展，各種氣體燃料被廣泛運用。美國能源局發(fā)布的《年度能源展望》中預(yù)測，在未來幾十年里，天然氣能源消耗將保持最高的年增長速率[1-2]，高熱值的燃料資源提高了生產(chǎn)和工作效率。由于射流火的熱輻射通量相對較小，且隨著距離的增加而迅速降低，所以當(dāng)氣體燃料發(fā)生泄漏時，噴射火不會造成嚴(yán)重的后果。但在實際發(fā)生射流火災(zāi)時，管道、容器等設(shè)備，如果受到火焰沖擊，設(shè)備上的熱通量可能會非常高，可在短時間內(nèi)導(dǎo)致管道、設(shè)備等出現(xiàn)高溫、融化以及管道內(nèi)物質(zhì)的汽化與分解，從而引發(fā)多米諾骨牌效應(yīng)。如2016 年4 月，廣西防城港一化工廠管道泄漏引發(fā)火災(zāi)，而后火羽流撞擊鄰近管道，導(dǎo)致事故迅速蔓延和擴(kuò)大[3]。學(xué)者們已針對氣體燃料泄漏造成的射流火展開大量研究[4]，其中射流火焰的形態(tài)特征是重中之重。氣體射流火的火焰長度是研究火羽流行為演化特征的一個重要參數(shù)，它不僅給出了火焰發(fā)展的程度，而且可以用于確定輻射分?jǐn)?shù)，影響火焰的熱輻射以及傳播等特性[5-6]。

無量綱熱釋放速率Q*最早由Zokosiki[7]通過分析層流擴(kuò)散火焰羽流得到，Heskestad[8]引入與Q*有關(guān)的無量綱參數(shù)N，建立了火焰長度與無量綱參數(shù)N的關(guān)系，該式能夠很好地描述平均火焰長度。而后，Heskestad[9]對浮力主控的湍流射流火焰的火焰高度進(jìn)行了無量綱化，建立了火焰高度、燃燒器尺寸和Q*之間的關(guān)系。然而該火焰高度模型僅適用于湍流強(qiáng)度較弱的浮力主控射流火焰，并不能預(yù)測湍流強(qiáng)度較強(qiáng)時的火焰高度。Delichatsios 等[10-11]分析了浮力主控和動量主控的擴(kuò)散射流火的演化行為特征，提出了基于Froude 數(shù)的無量綱火焰長度計算公式，進(jìn)一步將火焰長度預(yù)測模型擴(kuò)展到了動量控制區(qū)域，并且發(fā)現(xiàn)隨著Froude 數(shù)的增加，熱輻射分?jǐn)?shù)前期幾乎不變，隨后減小，最后又幾乎不變[12]。實際上，射流火焰形態(tài)特征還會受到燃料類型[13]、環(huán)境氣壓[14-15]、環(huán)境風(fēng)[16-17]、多火源耦合[18-19]及泄漏口形狀[20]等多種因素的影響，而且射流火焰的最大寬度與長度存在一定的比例關(guān)系，因燃料、環(huán)境氣壓等因素呈現(xiàn)不同比值，主要在0.189～0.119之間浮動[4,21]。

上述研究主要集中在自由射流火焰上。在某些場景下，噴射火路徑中可能會出現(xiàn)一些障礙物，如管道、燃料儲罐、隔離墻或其他一些設(shè)備，導(dǎo)致噴射火撞擊障礙物[22-23]，火焰發(fā)展受壁面阻力、浮力和初始動量的控制。因此，射流火焰的傳播機(jī)理和空氣卷吸行為比自由射流火焰更為復(fù)雜。Zhang 等[24-26]測量了矩形火源射流火撞擊到傾斜頂棚后火焰從撞擊點向上或向下的延伸長度。Wang 等[27]通過實驗研究了水平射流火焰撞擊壁面時火焰形態(tài)隨噴嘴-壁面間距的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)隨著噴嘴-壁面間距的增大，火焰形態(tài)由“U”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤癘”形。周夢雅等[28]針對坑道限制條件下的水平射流火火焰長度建立了基于Froude 數(shù)的預(yù)測模型。Kashi 等[29]通過設(shè)置不同直徑及擺放位置的障礙管道，發(fā)現(xiàn)火焰路徑中較小的設(shè)備對火焰形狀沒有太大影響，當(dāng)存在大型設(shè)備時，火焰會蔓延并改變其整體形狀。李玉星等[30]發(fā)現(xiàn)在其他條件一定時，隨著障礙物寬度的增加，火焰高度先減小后增大；隨著障礙物與泄露孔間距的增大，火焰高度先增大后減小。吳月瓊等[31]通過實驗發(fā)現(xiàn)，與自由射流火相比，管道壁面的阻塞效應(yīng)會降低火焰的推舉速度。Foroughi等[32]通過實驗發(fā)現(xiàn)火焰撞擊管道，會使管壁中產(chǎn)生極高的溫度，影響該管道的安全性，但僅關(guān)注了該過程的傳熱方面，未對火羽流的形態(tài)進(jìn)一步研究。Wang 等[33]通過水平射流火撞擊障礙管道實驗，探究了泄漏速度、噴嘴直徑及管壁-火源間距對推舉距離的影響，發(fā)現(xiàn)隨著射流速度的增加，射流火焰撞擊圓柱的推舉距離比自由射流火焰的推舉距離增加得更明顯。

總地來說，當(dāng)前關(guān)于火焰長度[34-35]研究較為完善，但主要集中于受限空間屏障射流火，且屏障多為天花板或豎直壁面，有關(guān)氣體燃料泄漏誘發(fā)的射流火撞擊管道的研究則較少。然而在工業(yè)車間內(nèi)，各種管道縱橫交錯，射流火焰撞擊管道后，羽流上升軌跡發(fā)生轉(zhuǎn)變，對空氣的卷吸強(qiáng)度發(fā)生變化，同時障礙管道將助長火焰的蔓延，不但影響障礙管道的性能，還會使事故迅速蔓延和擴(kuò)大，造成更嚴(yán)重的后果。因此，本文擬探討射流火焰撞擊管道的演化特征規(guī)律，揭示不同障礙管道直徑和管壁-火源間距射流火形態(tài)特征演化規(guī)律。為現(xiàn)代工廠車間等場所中重要管道設(shè)備與燃?xì)夤艿腊踩g距的確定和火災(zāi)防治提供理論依據(jù)，對設(shè)施設(shè)備重點部位的耐高溫防護(hù)設(shè)計提供理論指導(dǎo)；同時，拓展射流火撞擊障礙物的火焰形態(tài)特征研究，進(jìn)一步豐富射流火災(zāi)研究理論。

1 數(shù)值模擬

本文運用Fluent 軟件進(jìn)行模擬計算，F(xiàn)luent 軟件根據(jù)控制流體流動的三大守恒定律推導(dǎo)出能量、動量以及流體流動所必須遵循的N-S 方程組計算。本文數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)求解器進(jìn)行計算，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型計算火場特征，該湍流模型通過求解湍流動能(k)方程和湍流耗散率(ε)方程，得到k和ε的解，進(jìn)而計算湍流強(qiáng)度，最終通過Boussinesq 假設(shè)得到雷諾應(yīng)力的解。大量模擬驗證表明，該模型能較好地計算射流火羽流有關(guān)特征。化學(xué)反應(yīng)選用渦耗散模型，并使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，輻射采用P-1 輻射模型，壓力與速度的耦合采用SIMPLE算法。

1.1 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格獨立性測試

在CFD 數(shù)值模擬中，為了能夠得到與實際情況更相符的模擬結(jié)果，需要有足夠精確的網(wǎng)格尺寸及較高的網(wǎng)格質(zhì)量。當(dāng)網(wǎng)格太大時，模擬計算結(jié)果粗糙；當(dāng)網(wǎng)格太小時，計算時間較長且耗費計算機(jī)資源。因此，選用合適的網(wǎng)格大小格外重要。本文采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對模型進(jìn)行幾何劃分，對噴口及管道撞擊處進(jìn)行局部加密，并保證網(wǎng)格質(zhì)量均在0.4以上。網(wǎng)格大小尺寸以管道-火源距離1.0 m、管道直徑0.4 m為例，分別取網(wǎng)格數(shù)量為179萬、209萬、248萬個，射流速度為300 m/s，得到如圖1所示溫度分布圖。相比179 萬個的網(wǎng)格數(shù)量，另外兩組模擬結(jié)果更為可靠。綜上，為節(jié)約計算成本，本文選擇網(wǎng)格數(shù)量為209萬個的劃分方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分及計算模擬。

圖1 不同網(wǎng)格數(shù)量下障礙管道下方切面溫度分布Fig.1 Temperature distribution of the section below the obstacle pipeline under different grid numbers

1.2 模型準(zhǔn)確性驗證

為驗證計算模型的可靠性，本文對孔祥曉[36]研究的實驗工況進(jìn)行模擬，噴嘴直徑設(shè)置為0.004～0.01 m，燃料豎直向上噴射。對于數(shù)值模擬射流火焰，前人用600、750 和800 K 為界限劃分火焰形狀，Huang 等[37]發(fā)現(xiàn)在數(shù)值模擬中用800 K 為界限來確定火焰形狀相對于實驗值偏小，這可能是Fluent 數(shù)值模擬軟件中，重力對火焰形態(tài)的影響大于實際影響所導(dǎo)致的[38]。基于此，本文對模擬結(jié)果分別以600、750、800 K 為界限來確定火焰形狀。模擬結(jié)果與實驗結(jié)果相比發(fā)現(xiàn)，以800 K 為界限獲得的火焰形狀更符合實際情況，誤差均控制在9%以內(nèi)，在可接受范圍之內(nèi)。因此，本文可用上述模型來模擬射流火羽流演化行為特征。

圖2 射流模擬與實驗結(jié)果對比Fig.2 Comparison between simulation and experimental results of jet fire flame length

1.3 模型工況設(shè)置及邊界條件

為探究撞擊管道火羽流演化行為特征，如圖3所示，本文設(shè)置了6 m×6 m×4 m 的全尺寸受限空間模型，模型上方設(shè)置為壓力出口，四周設(shè)置為墻面。為了便于模擬計算和分析，將模型內(nèi)簡化設(shè)置，只保留噴口和被撞擊管道。環(huán)境溫度設(shè)置為300 K，壓強(qiáng)設(shè)置為一個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，甲烷沿豎直向上方向泄漏，考慮重力的影響且設(shè)置重力加速度為9.8 m/s2，噴嘴直徑設(shè)置為0.006 m。由于地面會影響火焰對空氣的卷吸情況[39]，為降低壁面邊界對火焰形態(tài)的影響，將噴口到地面的距離設(shè)置為0.1 m。

圖3 射流火模擬模型Fig.3 Simulation model of jet fire

表1 模擬工況設(shè)置情況Table1 Information of simulation tests

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 障礙管道直徑的影響

2.1.1 火焰寬度模擬結(jié)果顯示，障礙管道有效抑制了豎直方向的射流速度，同時增大了撞擊后火焰的橫向?qū)挾取τ诠艿郎戏交鹧鎸挾榷裕鐖D4所示為管壁-火源間距H為1.5 m，Q為334.3 kW，障礙管道直徑分別為0.2、0.4、0.6 m 時的溫度切片云圖。當(dāng)豎直向上射流火撞擊管道后，管道下方火焰寬度不變，管道上方火焰寬度明顯增大，這是由于火羽流撞擊管道后沿著管道橫向蔓延，增大了空氣的接觸面積，從而加劇燃燒，增強(qiáng)了對空氣的卷吸作用。而隨著障礙管道直徑的增加，障礙管道上方火焰寬度也明顯增大。

圖4 模擬溫度切片云圖Fig.4 Contour of temperature in different simulation tests

由于本研究中關(guān)注圓管障礙物對豎直射流火焰形態(tài)的影響，因此，將豎直射流火焰向上撞擊圓管后在圓管壁面伸展的最大寬度定義為火焰寬度，圖5為火羽流撞擊障礙管道后沿著管道蔓延的火焰寬度隨不同管道直徑的變化。不難發(fā)現(xiàn)，在相同熱釋放速率條件下，隨著障礙管道直徑D1增大，豎直向上射流火撞擊管道后沿管道蔓延的行進(jìn)距離也隨之增大。一方面，火焰表面積增大使得對空氣的卷吸效果加強(qiáng)，促進(jìn)了燃料與氧氣的混合；另一方面，障礙管道直徑的增大對火羽流豎直向上蔓延的阻擋效果增強(qiáng)，使火焰沿著管道水平蔓延，導(dǎo)致火焰寬度增大。當(dāng)Q為445.8 kW 時，火焰寬度隨障礙管道直徑的增加而增加得最多；當(dāng)Q為167.2 kW時，火焰寬度隨障礙管道直徑的增加而增加，但變化趨勢最為緩慢。當(dāng)障礙管道直徑一定時，不同熱釋放速率下的火焰寬度也不一致，這是因為當(dāng)管道障礙直徑較小時，對火羽流的阻礙也較小，增加射流速度，火焰寬度變化也較小；而當(dāng)障礙管道直徑較大時，對火羽流的阻礙較大，增加火源熱釋放速率，火焰寬度變化也較大。

圖5 不同D1和Q下火焰沿管道蔓延的水平寬度變化Fig.5 Variation of horizontal width of flame spread along the pipe under different D1 and Q

2.1.2 火焰高度在泄漏孔徑和管壁-火源間距不變的情況下，將管壁-火源間距設(shè)置為1.5 m 來模擬分析障礙管道直徑對射流火的影響。如圖6 所示，泄漏速度一定時，隨著障礙管道直徑的增大火焰高度逐漸減小。此外，與Wang 等[24]開展的實驗現(xiàn)象一致，火羽流始終包裹著管道蔓延，并未發(fā)生火羽流撞擊障礙管道而分離的情況，如圖7 所示。這是由于障礙管道表面邊界層具有黏性力作用，可燃?xì)怏w撞擊障礙管道后，一部分沿著管道水平蔓延，一部分包絡(luò)管道向上蔓延。總體而言，火羽流豎直向上的動能分量減小，直徑越大的障礙管道火羽流豎直高度下降得越多，且火羽流水平寬度增加越明顯。

圖6 泄漏速度為300m/s時火羽流撞擊不同直徑管道溫度分布Fig.6 Temperature distribution of fire plume hitting pipes with different diameters when u=300m/s

圖7 水平射流火羽流撞擊障礙管道[24]Fig.7 Horizontal jet fire plume hiting obstacle pipe[24]

圖8 為管壁-火源間距為1.5 m 時，不同障礙管道直徑與不同泄漏速度對火焰長度的影響，加入豎直向上的自由射流火作為對照組。在無障礙管道的情形下，燃燒火焰的高度最高，且火焰高度隨泄漏速度的增加而增大。在相同泄漏速度及管壁-火源間距的同一障礙物管道直徑條件下，增加障礙物后，火焰高度隨泄漏速度的增加而呈現(xiàn)出增長的趨勢。從模擬結(jié)果來看，當(dāng)障礙管道直徑為0.2 m，Q為167.2 kW 時，障礙管道對火羽流的高度影響很小。而在相同火源功率下，障礙管道直徑為0.4～0.8 m 區(qū)間內(nèi)，障礙管道對火羽流高度影響則較明顯。這是因為在此火源功率下，管道壁面距離火源1.5 m時，障礙管道處于火羽流后端，燃燒程度降低，導(dǎo)致管道對火羽流高度的影響也降低。當(dāng)障礙管道直徑為0.8 m，火源功率為334.3 kW 時，火焰高度反而出現(xiàn)降低的情況。從模擬結(jié)果看，此時火羽流在障礙管道的作用下向上的動量撞擊管道，大部分沿著管道水平方向蔓延，剩下的少部分則沿管道壁面向上蔓延。整體來說，當(dāng)管道直徑為0.8 m 時，障礙物有效阻擋了火焰豎直向上的蔓延程度，這將引起射流火燃燒導(dǎo)致周圍空氣的湍流強(qiáng)度加大，而空氣的湍流運動又將會帶動燃燒火焰形態(tài)進(jìn)行無規(guī)則快速變化。因此，火焰高度在火源功率為334.3 kW時反而出現(xiàn)降低的情況。

圖8 管壁-火源間距為1.5m時火焰高度與熱釋放速率關(guān)系Fig.8 Relationship between the Lf/D and Q at H=1.5m

2.2 障礙管道壁面-火源間距的影響

2.2.1 火焰寬度控制障礙管道直徑為0.4 m，隨著管壁-火源間距的增加，火焰撞擊管道處的水平寬度減小，即管壁-火源間距越小，火焰水平寬度也就越大。這種現(xiàn)象的產(chǎn)生是由于火焰前端的燃料未能充分燃燒，而障礙物的出現(xiàn)導(dǎo)致火羽流沿著管道向水平方向蔓延，增大了火羽流與空氣的接觸面積，從而加劇燃燒。位于火焰后端的燃料大部分已消耗殆盡，障礙管道雖也導(dǎo)致火羽流沿著管道在水平方向蔓延，但相對于較小的管壁-火源間距的屏障射流而言，其寬度增加的幅度較小。

圖9 不同管壁-火源間距溫度切片圖Fig.9 Temperature slice under different spacing between pipewall and vent of fire source

2.2.2 火焰高度在控制障礙管道直徑為0.4 m 不變時，改變熱釋放速率和管壁-火源間距，研究障礙管道的位置對射流火羽流傳播特性的影響。如圖10 所示，隨著Q值的增大，火焰高度整體保持增加的趨勢。隨著管壁-火源間距的增大，火焰高度也呈現(xiàn)增長的趨勢。當(dāng)管壁-火源間距為0.5 m 時，火焰高度最低；當(dāng)管壁-火源間距為1.5m 時，火焰高度明顯大于另外兩障礙射流組。這是因為火焰撞擊管道后，部分火羽流沿著管道蔓延，增大了與空氣接觸的面積，加劇了火焰燃燒。而管壁-火源間距越小時，火羽流沿管道蔓延的分量越多，導(dǎo)致大部分燃料在撞擊管道后沿水平方向蔓延燃燒從而被消耗掉，剩余火羽流包絡(luò)管道向上蔓延，火焰高度隨之下降。而管壁-火源間距較大時，射流火焰撞擊管道時未燃燃料的量偏小，火羽流具有相對較大的豎直運動速度，火焰更容易繞過管道向上運動，而不是沿管道水平延展，最終導(dǎo)致管壁-火源間距越大，火焰高度相對越高。