蔣曉剛, 金良安,2, 遲 衛(wèi), 苑志江

(1.海軍大連艦艇學(xué)院 航海系,遼寧 大連 116018)(2.中科院 大連化學(xué)物理研究所,遼寧 大連 116023)

橫向擾流條件下的噴射火脫火高度計(jì)算

蔣曉剛1, 金良安1,2, 遲 衛(wèi)1, 苑志江1

(1.海軍大連艦艇學(xué)院 航海系,遼寧 大連 116018)(2.中科院 大連化學(xué)物理研究所,遼寧 大連 116023)

通過對(duì)Thornton模型的深入分析,以其風(fēng)力影響下的火焰抬升高度計(jì)算公式為基礎(chǔ),得出了橫向風(fēng)力條件下的噴射火脫火高度計(jì)算模型,進(jìn)而根據(jù)擾流和風(fēng)力產(chǎn)生脫火的本質(zhì)相同,利用火焰傾角這一關(guān)鍵參數(shù)將擾流速度轉(zhuǎn)化為同等條件下的風(fēng)速,最終建立了橫向擾流條件下的脫火高度計(jì)算模型,并設(shè)計(jì)了同步數(shù)據(jù)采集實(shí)驗(yàn)平臺(tái)對(duì)該模型進(jìn)行檢驗(yàn)及修正,結(jié)果表明:模型仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)相同,但在數(shù)值上存在一定差別;根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)添加修正系數(shù)后,計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合良好;脫火發(fā)生后,隨著橫向擾流速度的增大,脫火高度逐漸增大并趨于平緩;相同條件下,擾流噴口半徑越大,形成的脫火高度越大.另外實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),達(dá)到脫火條件時(shí),火焰存在“騰躍”現(xiàn)象,即火焰瞬間脫離燃?xì)鈬娍谏仙揭欢ǜ叨?

噴射火; Thornton模型; 脫火高度; 橫向擾流; 火焰傾角; 火焰長度

大量存在于油、氣田以及工程管道、儲(chǔ)罐和運(yùn)輸車船等多種場(chǎng)所的噴射火災(zāi),由于其高發(fā)生率和強(qiáng)破壞性[1-2],歷來是火災(zāi)撲救的重點(diǎn)和難點(diǎn).基于工程燃燒中的脫火現(xiàn)象提出的脫火法施救技術(shù)[3]是為克服現(xiàn)有噴射火災(zāi)施救代價(jià)高、效率低、方法器材通用性差等固有問題[4]而提出的一種新型高效低耗通用技術(shù),對(duì)其脫火高度變化規(guī)律地研究是該項(xiàng)技術(shù)最終得以工程化應(yīng)用的重要基礎(chǔ).

然而,目前關(guān)于噴射火脫火高度的研究較少,大部分集中在由于燃燒不穩(wěn)定,噴射火自發(fā)形成的脫火高度研究,例如,文獻(xiàn)[5]中利用直徑2.2mm的噴口對(duì)液化石油氣射流擴(kuò)散火焰進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：火焰脫開距離與燃料的釋放速度成正比,并在此基礎(chǔ)上提出了火焰脫開距離和流速口徑比的半經(jīng)驗(yàn)關(guān)系.文獻(xiàn)[6]中利用邊界層理論對(duì)氫氣燃燒形成的火焰抬升模型進(jìn)行了研究,得出了該條件下的計(jì)算模型并與其他模型進(jìn)行了對(duì)比.另外,也有部分文獻(xiàn)研究了風(fēng)力影響下的火焰抬升高度,如Thornton模型基礎(chǔ)上對(duì)單風(fēng)向影響下的噴射火幾何尺寸、火焰抬升高度等參數(shù)進(jìn)行了研究[7];利用Shell模型的原理和計(jì)算方法,把噴射火焰視為近似倒立圓臺(tái)形,構(gòu)建了不同風(fēng)向影響下的噴射火三維模型[8].

鑒于上述情況,為深入研究更為穩(wěn)定高效的脫火技術(shù),從而實(shí)現(xiàn)噴射火脫火法施救的工程應(yīng)用,對(duì)擾流的脫火高度模型研究顯得十分必要,為此文中以Thornton模型為基礎(chǔ),通過火焰傾角建立了橫向擾流條件下脫火高度的計(jì)算模型,并設(shè)計(jì)了同步數(shù)據(jù)采集實(shí)驗(yàn)平臺(tái)對(duì)其進(jìn)行驗(yàn)證.

1 計(jì)算思想

1.1 脫火高度定義

脫火是指火焰脫離燃燒器噴口的一種不穩(wěn)定的燃燒現(xiàn)象,脫火現(xiàn)象的產(chǎn)生由燃燒傳播過程決定,其與燃料及氧化劑性質(zhì)、燃燒器幾何尺寸、混合物溫度等都有一定關(guān)系[9].

大多數(shù)研究所涉及的脫火現(xiàn)象是由于自身燃燒不穩(wěn)定形成的,其脫火高度指火焰底部到燃燒噴口的距離[10].文中主要研究的是擾流形成的脫火,現(xiàn)將其脫火高度定義為脫開火焰底部中心在燃料噴口軸線方向上的投影與燃料噴口中心的距離,如圖1所示,其中b為脫火高度,α為火焰傾角,uw為風(fēng)速,d為噴口直徑.

圖1 脫火高度示意Fig.1 Schematic diagram of liftoff height

1.2 Thornton模型分析

由于本研究是建立在Thornton模型基礎(chǔ)之上,根據(jù)研究目的,首先對(duì)該模型中涉及的脫火高度計(jì)算公式進(jìn)行研究,其風(fēng)力影響下的脫火高度計(jì)算式為:

(1)

式中：Rw為風(fēng)速uw與噴口速度uj的比值,Lb為風(fēng)力影響下的火焰長度(m),K=0.185×e-20Rw+0.015,其余參數(shù)含義與圖1相同.

火焰長度Lb的計(jì)算式為

Lb=L0×[(0.51×e-0.4uw+0.49)]×

[1.0-0.00607×(Θ-90°)]

(2)

式中:L0為靜止火焰長度(m),L0=Y×Ds,其中Ds為燃燒等效直徑(m);Ds=[4×Q/(π×ρ0×uj)]1/2;rj為燃?xì)鈬娍诎霃?m);Q為燃?xì)庑孤┧俾?kg/s);uj為噴口速度(m/s);ρ0為空氣密度(kg/m3);Θ為孔口軸線與水平線的夾角(0°～90°).

Y通過解下列方程得到:

(3)

式(3)中:Ca，Cb和Cc為中間系數(shù),g為重力加速度(m2/s),Wj為燃?xì)饽栙|(zhì)量(kg/mol).

火焰傾角α的計(jì)算式為:

(4)

經(jīng)過對(duì)式(1～4)的分析發(fā)現(xiàn),在燃料性質(zhì)、噴口尺寸等因素確定的情況下,各個(gè)參數(shù)均是由噴口速度和風(fēng)速?zèng)Q定,由此可知脫火高度主要與燃?xì)鈬娍谒俣群惋L(fēng)速有關(guān).

1.3 具體思路

由于脫火形成的根本原因是可燃混合物速度大于燃燒速度,因此風(fēng)力與擾流造成脫火的本質(zhì)相同,如果能建立起風(fēng)速和擾流速度之間的關(guān)系,即可通過Thornton模型中脫火高度的計(jì)算公式求解擾流條件下的噴射火脫火高度,因而文中需要解決的關(guān)鍵問題是建立兩者速度之間的關(guān)系.

經(jīng)過深入的分析發(fā)現(xiàn),在風(fēng)力和擾流條件下均會(huì)形成火焰傾角,并且其與兩者速度都有直接關(guān)系,因此利用計(jì)算脫火高度的關(guān)鍵參數(shù)——火焰傾角α可對(duì)兩者進(jìn)行轉(zhuǎn)換.具體思路為:令兩者形成的火焰傾角相等,通過對(duì)公式的化簡,統(tǒng)一含有的相同變量,將擾流速度轉(zhuǎn)化為形成同等火焰傾角的風(fēng)速,進(jìn)而利用Thornton模型中橫向風(fēng)力影響下的脫火高度計(jì)算公式對(duì)橫向擾流條件下的噴射火脫火高度進(jìn)行計(jì)算.

2 模型建立

2.1 橫向風(fēng)脫火高度計(jì)算模型

鑒于橫向擾流條件下的脫火高度計(jì)算模型是建立在Thornton模型基礎(chǔ)之上,首先對(duì)該模型中橫向風(fēng)力條件下的脫火高度計(jì)算模型進(jìn)行化簡.

Lb=L0×[(0.51×e-0.4uw+0.49)]

(5)

而風(fēng)力形成的火焰傾角計(jì)算式(4)可化簡為：

(6)

根據(jù)射流火焰的運(yùn)動(dòng)規(guī)律[11],橫向風(fēng)力影響下的豎直噴射火形成的火焰傾角α應(yīng)處于0°～90°之間,而α=0°意味著不附加外力自發(fā)形成脫火,不屬于本文的研究內(nèi)容.綜述所述,與此向?qū)?yīng)的橫向風(fēng)力影響下的脫火高度主體計(jì)算公式可化簡為

(7)

將式(5～7)聯(lián)立即是橫向風(fēng)力影響下的脫火高度計(jì)算模型.

2.2 橫向擾流脫火高度計(jì)算模型

橫向風(fēng)脫火高度計(jì)算模型建立之后,即可根據(jù)文中計(jì)算思想建立同等火焰傾角條件下風(fēng)速與擾流速度的關(guān)系,進(jìn)而求得橫向擾流脫火高度計(jì)算模型,因此需要明確兩者各自的火焰傾角計(jì)算公式.

建立了橫向風(fēng)形成的火焰傾角計(jì)算公式,需要獲得橫向擾流形成的火焰傾角計(jì)算公式,該公式是建立在相交射流理論基礎(chǔ)上,運(yùn)用相交射流匯合流的運(yùn)動(dòng)方向計(jì)算公式推導(dǎo)得出,其計(jì)算式為[12]

(8)

式中:θ為兩射流夾角,由于求解的是橫向擾流,故θ=π/2;Wj為燃?xì)饽栙|(zhì)量(kg/mol);Ww為擾流摩爾質(zhì)量(kg/mol);rw為擾流噴口半徑(m);rj為燃?xì)鈬娍诎霃?m);vj為燃?xì)獬隹谒俣?m/s),vw為擾流出口速度(m/s);ψ為動(dòng)量修正系數(shù),可根據(jù)半徑比查圖2得到.

圖2 動(dòng)量修正系數(shù)ψ與半徑比rw/rj的關(guān)系Fig.2 Relationship between ψ and rw/rj

得出橫向風(fēng)和橫向擾流形成的火焰傾角計(jì)算公式之后令兩者相等,即α*=α,進(jìn)而求出風(fēng)速uw與擾流速度vw的關(guān)系.需要注意的是，求解時(shí)令兩種情形的燃?xì)獬隹谒俣缺３忠恢?即vj=uj,并統(tǒng)一用uj表示.

由于式(6)分為兩種情況,因此對(duì)其分別求解.首先求解Rw≤0.05的情形.此時(shí),風(fēng)力影響下的火焰傾角：

α=8000×Rw/Ri(Lb0)

(9)

式中:Rw=uw/uj,而將Ds，L0代入過渡參數(shù)Ri(Lb0)后,其可化簡為：

(10)

將Rw和Ri(Lb0)代入式(9)化簡后得出：

(11)

從而可將風(fēng)速uw表示為：

(12)

由此可知,通過火焰傾角可將擾流速度vw轉(zhuǎn)換為同等傾角下的風(fēng)速uw,進(jìn)而代入1.2節(jié)所述的脫火高度模型中對(duì)擾流形成的脫火高度進(jìn)行求解.

同理求解Rw>0.05時(shí)的情形,此時(shí)

α=[134+1726×(Rω-0.026)1/2]/Ri(Lb0)

(13)

化簡后得到：

(14)

聯(lián)立式(8,14),可將此時(shí)風(fēng)速表示為：

0.026uj

(15)

通過上述推導(dǎo)得出橫向擾流速度vw和風(fēng)速uw之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系為式(16).

(16)

通過式(16)即可將同等火焰傾角條件下的擾流速度轉(zhuǎn)換為風(fēng)速,進(jìn)而可利用橫向風(fēng)條件下的脫火高度計(jì)算模型進(jìn)行求解.

需要注意的是在具體的求解過程中還涉及到uw篩選的問題,這是由于在求解uw之前是分別假設(shè)Rw≤0.05或Rw>0.05,然而求出的解未必滿足該條件,進(jìn)而需要將所得結(jié)果帶入Rw進(jìn)行驗(yàn)證,如果符合當(dāng)前假設(shè)條件,則uw與vw的轉(zhuǎn)換關(guān)系成立,如果不符合,則需要更換假設(shè)條件重新計(jì)算.

通過上述分析推導(dǎo),最終式(5～7，16)構(gòu)成了橫向擾流的脫火高度計(jì)算模型.

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 實(shí)驗(yàn)裝置

在Thornton模型基礎(chǔ)上推導(dǎo)得出了橫向擾流的脫火高度計(jì)算模型,為了驗(yàn)證模型的可靠性,特設(shè)計(jì)了人工擾流脫火同步數(shù)據(jù)采集實(shí)驗(yàn)平臺(tái),其主要由擾流系統(tǒng)、燃?xì)庀到y(tǒng)和同步數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).擾流系統(tǒng)主要由擾流噴管、空氣壓縮機(jī)、流量計(jì)、導(dǎo)流管和可調(diào)閥門組成.燃?xì)庀到y(tǒng)由燃?xì)鈬姽堋⒍⊥闅馄?、可調(diào)導(dǎo)氣噴頭、導(dǎo)流管和玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)組成.同步數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由雙攝像頭和計(jì)算機(jī)組成.

為了對(duì)實(shí)驗(yàn)器材進(jìn)行詳細(xì)的說明,特繪制了實(shí)驗(yàn)裝置示意圖,如圖3所示,其中丁烷和空氣流量分別由空氣玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)控制,流量計(jì)型號(hào)為北星LZB系列,流量計(jì)量程分別為16～160ml/min,100～1000ml/min,流量計(jì)精度為±4%.燃?xì)獬煞譃槎⊥?純度95%),擾流成分為空氣.架設(shè)攝像頭并連接計(jì)算機(jī),將攝像頭分別對(duì)準(zhǔn)火焰產(chǎn)生位置和各個(gè)流量計(jì),采用“攝像頭—計(jì)算機(jī)”的方式進(jìn)行取像,從而獲得實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù).燃料噴管豎直放置,擾流噴管水平放置,固定兩者夾角為90°,兩噴口底端均有進(jìn)氣孔與氣源連接.實(shí)驗(yàn)時(shí)整套裝置處于無外界氣流擾動(dòng)的相對(duì)封閉空間.

1-丁烷氣瓶; 2-空氣壓縮機(jī); 3、4-閥門; 5、6-流量計(jì); 7- 燃?xì)鈬娍? 8-擾流噴口; 9、10-攝像頭; 11-計(jì)算機(jī)

3.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與分析

為了檢驗(yàn)與修正該模型,特設(shè)計(jì)了實(shí)驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行研究,實(shí)驗(yàn)主要內(nèi)容為:固定燃?xì)馑俣?、燃?xì)鈬姽苤睆揭约皟蓢姽軍A角,改變橫向擾流速度,研究不同噴管直徑的脫火高度變化規(guī)律,進(jìn)而驗(yàn)證脫火高度計(jì)算模型.

經(jīng)過一系列的探索實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),燃?xì)鈬娍谳^小時(shí)橫向擾流較容易使得火焰脫開,并且當(dāng)擾流噴口是燃?xì)鈬娍诘?倍以上時(shí)取得的脫火效果較好,因此將實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)置如下:燃?xì)鈬娍诎霃絩j=0.5mm,燃?xì)獬隹谒俣萿j=0.78m/s,兩噴管夾角θ設(shè)定為90°,擾流噴口半徑rw分別設(shè)定為1.0,1.5,2.0,2.5mm.其他參數(shù)為,重力加速度g=9.8m/s,常溫條件下丁烷密度ρj=2.54 kg/m3,空氣密度ρ0=1.21kg/m3,丁烷摩爾質(zhì)量Wj=0.058kg/mol,空氣摩爾質(zhì)量Ww=0.029kg/mol,動(dòng)量修正系數(shù)ψ可根據(jù)噴口半徑比查圖2獲取.

在上述實(shí)驗(yàn)條件下,獲得的不同噴管直徑比脫火高度實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果如圖4所示:

圖4 不同擾流半徑實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果比對(duì)Fig.4 Experiments and computation results withdifferent interfering jetflow radiuses

由圖4可知,對(duì)于不同噴管直徑比,計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)相同,均是隨著擾流速度增大,脫火高度逐漸增大并趨于平穩(wěn),但計(jì)算結(jié)果偏大,主要是由于Thornton模型在計(jì)算時(shí)假定噴射火形狀為平截頭圓錐形,與實(shí)際火焰有所不同,據(jù)此得出的計(jì)算結(jié)果會(huì)與實(shí)際情況存在偏差.

計(jì)算模型和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢(shì)相同表明該模型的正確性,但計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定偏差,因此需要利用實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)該模型進(jìn)行修正.鑒于測(cè)量器材、實(shí)驗(yàn)條件等因素的影響,暫時(shí)無法確定具有通用性的修正系數(shù),針對(duì)上述實(shí)驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行具體分析,經(jīng)過多次實(shí)驗(yàn)與計(jì)算，最終將修正系數(shù)確定為0.8,對(duì)該模型進(jìn)行修正,從而脫火高度計(jì)算模型變?yōu)椋?/p>

(17)

將修正后的計(jì)算模型重新與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比對(duì),結(jié)果如圖5所示:

圖5 修正后計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比對(duì)Fig.5 Results of modified model and experiments

從圖5中可以看出,除了擾流噴管半徑為1mm時(shí)脫火距離與修正后的計(jì)算模型差別較為明顯,計(jì)算模型總體與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好.

另外實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),擾流速度較小(0～0.3m/s)時(shí),火焰基本無法脫開,當(dāng)速度持續(xù)增大時(shí),脫火高度瞬間增大到一定數(shù)值,文中將這種現(xiàn)象稱為“騰躍”,即火焰由于受到自身或外界因素影響發(fā)生脫火時(shí)火焰底部脫離燃燒噴口瞬間上升到一定高度的現(xiàn)象.之后隨著擾流速度的增大,脫火高度會(huì)以較小的幅度持續(xù)增大并逐漸趨于平穩(wěn).

圖6 不同擾流半徑脫火高度修正模型計(jì)算結(jié)果Fig.6 Results of modified model with different radius

將不同擾流半徑的脫火高度使用修正后的模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行綜合比較,如圖6所示.

由圖6可知,對(duì)于同一參數(shù)的噴射火,相同擾流速度下,隨著擾流半徑的增大,脫火高度逐漸增大.這主要是由于燃?xì)鈬娍诎霃胶统隹谒俣裙潭ê?其燃燒能力和燃燒穩(wěn)定性便基本確定,擾流半徑的增大使其干擾能力增大,從而脫火高度也有所增加.

另外實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)擾流半徑越大,最大脫火高度越趨于接近,并且其形成脫火高度的增大幅度逐漸減緩.分析認(rèn)為,對(duì)于同樣初始條件的燃燒,其脫火極限是一定的,也就意味著其最大脫火高度相同,因此擾流半徑的增大并不能改變?nèi)紵旧淼淖畲竺摶鹁嚯x,從而形成了上述現(xiàn)象.

4 結(jié) 論

1)基于Thornton模型得出了橫向風(fēng)條件下的噴射火脫火高度計(jì)算模型,進(jìn)而利用火焰傾角計(jì)算公式建立了同等條件下風(fēng)速與擾流速度的關(guān)系,從而推導(dǎo)得出了橫向擾流條件下的噴射火脫火高度計(jì)算模型.

2)設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)對(duì)推導(dǎo)得出的模型進(jìn)行了驗(yàn)證,模型仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)相同,均是隨著擾流速度的增大,脫火高度逐漸增大并趨于平穩(wěn),但計(jì)算數(shù)值偏大,后經(jīng)多次實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果比對(duì),最終添加了修正系數(shù)對(duì)模型進(jìn)行了修正,修正后的模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合較好.

3)對(duì)于同一參數(shù)的噴射火,相同擾流速度下擾流噴口半徑的增大能夠增加脫火高度,但是最大脫火高度趨于接近,表明燃燒自身參數(shù)確定后,其最大脫火高度一定.

4)實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),當(dāng)噴射火發(fā)生脫火的瞬間,火焰會(huì)迅速脫離燃?xì)鈬娍凇膀v躍”到一定高度,進(jìn)而脫火高度再隨著擾流速度的增大而逐漸增大.

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(責(zé)任編輯：貢洪殿)

Calculationofliftoffheightofjetfirecausedbytransverseinterferingjetflow

Jiang Xiaogang1, Jin Liang′an1,2, Chi Wei1, Yuan Zhijiang1

(1. Department of Navigation, Dalian Naval Academy, Dalian 116018, China)(2. Dalian Institute of Chemical Physics, Chinese Academy of Science, Dalian 116023,China)

Based on the Thornton model, the expressions for liftoff height of jet fire caused by wind were analyzed. Then, the liftoff height model of jet fire under the effect of transverse wind was built. Because interfering jetflow and wind were essentially the same for fire liftoff, the relationship between interfering jetflow velocity and wind velocity was obtained through flame oblique angle. Finally, the liftoff height model of jet fire under the effect of transverse interfering jetflow was built. And the synchronous data acquisition experiment device was designed to verify and modify the model. The results show that the change trend of simulation and experiment results are the same, but the numerical values have a little difference. When the correction factor is added to the model, the simulation results accord with the experiments. With the augment of transverse interfering jetflow velocity, the liftoff height increases gradually and then flattens out. Under the same condition, the liftoff height increases with the radius of interfering jetflow nozzle. In addition, the experiments find that the fire has a prance phenomenon at the moment of fire lift off, which means that the fire breaks away from the spout of gas instantly.

jet fire; Thornton model; fire liftoff height; transverse interfering jetflow; flame oblique angle; flame length

10.3969/j.issn.1673-4807.2014.04.011

2014-04-22

蔣曉剛(1988—)，男，博士研究生，研究方向?yàn)榛馂?zāi)施救與防護(hù).E-mail:i.music@163.com

TK121; X913.4

A

1673-4807(2014)04-0358-06