趙利宏，張清元，王曉天，楊鈞暉，趙金龍，黃 弘

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 應(yīng)急管理與安全工程學(xué)院，北京 100083；2.中國(guó)建筑科學(xué)研究院有限公司，北京 100013；3.中國(guó)天辰工程有限公司，天津 300232；4.清華大學(xué) 公共安全研究院，北京 100084)

0 引言

隨高原地區(qū)經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展，乙醇等化工原料被廣泛應(yīng)用于高原地區(qū)[1]。乙醇液體在儲(chǔ)運(yùn)過(guò)程中，極易發(fā)生泄漏，形成油池火災(zāi)。與平原地區(qū)相比，高原地區(qū)壓力較小、空氣稀薄，單位體積的空氣實(shí)際含氧量偏低，使得油池火火焰卷吸與常壓條件下不同，進(jìn)一步影響火焰輻射反饋、燃燒速率等參數(shù)[2]。因此，研究高原乙醇燃燒特性，對(duì)保障高原地區(qū)可燃液體儲(chǔ)運(yùn)安全具有重要意義。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展部分低壓乙醇油池火實(shí)驗(yàn)，主要分析燃燒速率、火焰高度、火焰脈動(dòng)等參數(shù)的變化規(guī)律：文獻(xiàn)[3]開展燃燒面積為900 m2的矩形乙醇油池火實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)低壓條件下油池火燃燒速率偏低；Tu等[4]從傳熱角度分析不同尺度下高原可燃液體燃燒過(guò)程中火焰熱流反饋的主要模式，并分析壓力對(duì)燃燒速率的影響，給出具體計(jì)算公式；Chen等[5]開展油盤直徑為0.04～0.06 m的乙醇池火實(shí)驗(yàn)，其中壓力范圍為60～300 kPa，研究發(fā)現(xiàn)隨壓力增加，燃燒速度和火焰高度明顯增加，并給出燃燒速率和壓力的關(guān)系式(m～P1/2)；Hu等[6]進(jìn)行高原條件下小型矩形油池火實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)低壓條件下油池火火焰高度更高，并構(gòu)建耦合長(zhǎng)寬比的火焰高度模型；Kuang等[7]在密閉容器內(nèi)開展小尺度低壓乙醇油池火實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)環(huán)境壓力下降時(shí)火焰高度與油池直徑相關(guān)；Fang等[8]分別在合肥和拉薩開展乙醇池火實(shí)驗(yàn)，其油池直徑為0.04～0.33 m，通過(guò)對(duì)比2地火焰溫度、火焰振蕩等，得出低壓火焰浮力更大、振蕩頻率更快。現(xiàn)有研究針對(duì)低壓條件下油池火實(shí)驗(yàn)燃燒的尺度較小，以直徑小于0.2 m的油盤為主，該尺度下燃燒受側(cè)壁傳熱的影響相對(duì)明顯，與實(shí)際火災(zāi)場(chǎng)景偏差較大。

基于此，本文在高原條件下開展不同油盤直徑的油池火實(shí)驗(yàn)，重點(diǎn)分析低壓條件下乙醇池火的燃燒速率、火焰高度、火焰脈動(dòng)等參數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律。研究結(jié)果可為高原液體燃料的儲(chǔ)運(yùn)和風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

本文實(shí)驗(yàn)在青海省祁連機(jī)場(chǎng)戶外環(huán)境下進(jìn)行，海拔3 163 m，大氣壓0.079 MPa。實(shí)驗(yàn)采用圓形油盤，直徑D分別為0.2,0.4,0.6,0.8 m，側(cè)壁高度0.10 m，厚度3 mm。采用賽多利斯天平(量程35 kg,精度0.1 g)實(shí)時(shí)測(cè)量油盤中剩余油品質(zhì)量，確定實(shí)時(shí)燃燒速率和油層厚度。采用數(shù)碼相機(jī)和紅外相機(jī)分別測(cè)量火焰形態(tài)和火焰溫度。具體實(shí)驗(yàn)布置如圖1所示，為降低風(fēng)速影響，實(shí)驗(yàn)場(chǎng)地采用防風(fēng)網(wǎng)。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意Fig.1 Schematic diagram of experimental device

實(shí)驗(yàn)采用乙醇作為燃燒油品，濃度大于99%，乙醇基本性質(zhì)見表1[9-11]。

表1 乙醇的基本性質(zhì)Table 1 Basic properties of ethanol

為方便觀測(cè)火焰圖像，實(shí)驗(yàn)主要在夜間完成，溫度約(7±3) ℃，濕度29%，每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次，實(shí)驗(yàn)具體工況見表2。

表2 實(shí)驗(yàn)工況Table 2 Experimental conditions m

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 燃燒過(guò)程與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象

乙醇在不同燃燒階段下火焰形態(tài)圖和火焰溫度如圖2所示。乙醇點(diǎn)燃后，火焰迅速燃燒至整個(gè)油品表面，火焰呈藍(lán)白色，火焰溫度呈上升趨勢(shì)。隨燃燒進(jìn)行，火焰高度逐漸趨于穩(wěn)定，但仍存在一定脈動(dòng)；燃燒過(guò)程中，火焰溫度逐漸上升，接近700 ℃；最后，隨乙醇消耗火焰逐漸熄滅直至消失。在熄滅階段，火焰進(jìn)入油盤，火焰呈黃色，這主要是由于空氣進(jìn)入油盤，形成預(yù)混燃燒。根據(jù)火焰和溫度變化規(guī)律，整個(gè)燃燒過(guò)程可分為燃燒發(fā)展階段、燃燒穩(wěn)定階段和燃燒熄滅階段。

圖2 火焰形態(tài)變化及溫度變化示意(D=0.6 m)Fig.2 Schematic diagram of flame shape change and temperature change (D=0.6 m)

燃燒過(guò)程中乙醇質(zhì)量隨時(shí)間變化如圖3所示。由圖3可知，隨燃燒進(jìn)行，油池內(nèi)油品質(zhì)量不斷下降，對(duì)于0.015 m厚的乙醇燃燒，直徑0.2 m的燃燒時(shí)間相對(duì)最長(zhǎng)，直徑0.4，0.6，0.8 m的乙醇油池火總?cè)紵龝r(shí)間相差較小，接近950 s。

圖3 乙醇質(zhì)量隨時(shí)間變化曲線Fig.3 Change curves of ethanol mass with time

2.2 穩(wěn)定階段燃燒速率

根據(jù)實(shí)時(shí)油池內(nèi)油品質(zhì)量，計(jì)算得到不同時(shí)刻乙醇油池火的燃燒速率，燃燒速率隨油池直徑變化如圖4所示。由圖4可知，燃燒開始時(shí)，乙醇油盤火燃燒速率隨直徑增加不斷增大，但很快趨于穩(wěn)定；油池直徑為0.4，0.6，0.8 m的燃燒速率基本接近。圖4給出前人乙醇油池火的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，低壓條件下油池火燃燒速率明顯小于常壓下油池火燃燒速率。

圖4 燃燒速率隨油池直徑變化曲線Fig.4 Change curves of burning rate with pool diameter

為進(jìn)一步解釋燃燒速率變化原因，給出乙醇油池火在燃燒過(guò)程中的火焰熱流反饋過(guò)程示意[12]，如圖5所示。

圖5 油池火火焰熱流反饋過(guò)程示意Fig.5 Heat transfer process of pool fire

根據(jù)能量守恒，乙醇油池火燃燒速率如式(1)～(2)所示：

qnet=qcond+qconv+qrad-qreflect

(1)

qnet=m(Hv+Cp×(Tb-T0))

(2)

式中：qcond，qconv，qrad分別表示火焰通過(guò)側(cè)壁向油層傳遞的導(dǎo)熱熱流密度、火焰與油層對(duì)流傳熱熱流密度和火焰反饋給油層的輻射熱流密度，kW/m2；qreflect表示油層反射火焰輻射的熱流密度，通常小于4%可忽略不計(jì)[13]；Hv為油品汽化熱，kJ/kg；Cp為比定壓熱容，kJ/(kg·K)；Tb，T0分別為乙醇沸點(diǎn)和環(huán)境溫度，K。

對(duì)于側(cè)壁向油品傳遞的導(dǎo)熱熱流密度如式(3)所示：

(3)

式中：λ為導(dǎo)熱系數(shù)；Tf為乙醇火焰溫度，K。對(duì)于油池火側(cè)壁導(dǎo)熱，隨直徑增加不斷下降。

對(duì)于火焰與油品表面之間的對(duì)流換熱，如式(4)所示：

qconv=hc(Tf-Tb)

(4)

式中：hc為對(duì)流傳熱系數(shù)，如式(5)所示：

(5)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；Gr為格拉曉夫數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；l為特征長(zhǎng)度；μ為動(dòng)力黏度；ρ為當(dāng)?shù)乜諝饷芏?，kg/m3;g為重力加速度，m/s2。根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，式(5)可進(jìn)一步表示為式(6)：

hc∝p1/2

(6)

對(duì)于火焰輻射反饋熱流密度，可表示為式(7)：

(7)

式中：ε為發(fā)射率；σ為黑體輻射常數(shù)。

在實(shí)驗(yàn)中，通過(guò)熱流計(jì)測(cè)量距離火焰0.5D位置處的輻射熱流，發(fā)現(xiàn)火焰輻射熱流均小于1 kW/m2，這主要是由于乙醇火焰的發(fā)射率比較小，火焰對(duì)外輻射強(qiáng)度小。對(duì)于油盤直徑0.4～0.8 m范圍內(nèi)的燃燒，隨直徑增加，側(cè)壁導(dǎo)熱影響逐漸減小。綜上，乙醇油池火燃燒速率主要受對(duì)流的影響。根據(jù)式(4)～(5)可知，對(duì)流換熱系數(shù)隨壓力減小而變小，所以低壓油池火燃燒速率小于同等尺度常壓下油池火燃燒速率。另一方面，對(duì)流換熱強(qiáng)度隨尺度影響不大，幾乎接近常數(shù)，所以實(shí)驗(yàn)中油品燃燒速率隨燃燒尺度的增加幾乎保持不變。

2.3 穩(wěn)定階段火焰高度

目前，一般利用視頻中數(shù)據(jù)對(duì)火焰高度進(jìn)行處理，采用像素識(shí)別方法確定火焰位置[14]。利用MATLAB對(duì)乙醇燃燒的圖像進(jìn)行處理分析，首先對(duì)視頻中每幀圖片進(jìn)行灰度處理，根據(jù)圖片中亮度和長(zhǎng)度比例尺，確定火焰高度，如圖6所示。

圖6 火焰高度處理過(guò)程Fig.6 Treating process of flame height

不同燃燒尺度下乙醇穩(wěn)定燃燒階段的火焰高度變化如圖7所示。由圖7可知，隨油盤直徑增加，火焰高度逐漸增大，但增長(zhǎng)趨勢(shì)逐漸變緩。

圖7 火焰高度隨油池直徑變化Fig.7 Change of flame height with pool diameter

對(duì)于火焰高度的預(yù)測(cè)，前人給出無(wú)量綱模型，其中Heskestad[15]提出的火焰高度模型應(yīng)用最廣泛，如式(8)～(10)所示：

L/D=-1.02+15.6N1/5

(8)

(9)

Q=mHc

(10)

式中：r為燃料與空氣化學(xué)當(dāng)量比；Hc為燃料熱值，kJ/kg。整合得到式(11)～(12)：

L=-1.02D+ξQ2/5

(11)

(12)

對(duì)于油池燃燒，通常ξ=0.235 m/kW2/5，因此，常壓下油池火火焰高度可表示為式(13)：

L=-1.02D+0.235Q2/5

(13)

徐伯樂[16]在拉薩進(jìn)行大量低壓油池火實(shí)驗(yàn)，得到式(14)：

(14)

因此，對(duì)于低壓乙醇油池火火焰高度，可表示為式(15)：

L/D=k1+ξQ2/5/D

(15)

通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析得到圖8。由圖8可知，模型預(yù)測(cè)值和實(shí)驗(yàn)值偏差較小，相對(duì)偏差R2=91.7%。對(duì)于低壓乙醇油池火的火焰高度模型，其中k1為-1.66，ξ為0.246，相比于常壓下的ξ，低壓條件下該參數(shù)相對(duì)較大。這主要是由于低壓條件下，氧氣絕對(duì)量較少，火焰高度整體變高。

圖8 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與擬合曲線Fig.8 Experimental results and fitting curve

2.4 穩(wěn)定階段火焰脈動(dòng)

乙醇油池火產(chǎn)生的火焰是1種熱浮力作用下的擴(kuò)散火焰，在穩(wěn)定狀態(tài)下，火焰大小容易呈現(xiàn)周期性變化。前人處理火焰脈動(dòng)時(shí)，通常采用MATLAB進(jìn)行傅立葉變換對(duì)火焰圖像進(jìn)行處理，得到火焰脈動(dòng)隨時(shí)間變化規(guī)律[17]。本文采用該法對(duì)乙醇火焰進(jìn)行處理分析，得到火焰脈動(dòng)如圖9所示。

圖9 火焰脈動(dòng)(D=0.2 m)Fig.9 Flame pulsation (D=0.2 m)

對(duì)于火焰脈動(dòng)規(guī)律，Pagin[18]提出火焰脈動(dòng)頻率計(jì)算公式如式(16)所示：

f2=2.3/D

(16)

Bejan[19]用無(wú)黏流體推導(dǎo)理論，得到圓形油池火焰脈動(dòng)公式如式(17)所示：

(17)

Cetegen等[20]根據(jù)大量常壓實(shí)驗(yàn)總結(jié)火焰脈動(dòng)公式如式(18)～(19)所示：

(18)

(19)

式中：K=C(ρ∞/ρf-1)1/2,標(biāo)準(zhǔn)條件下為0.5；ρf為羽流密度，kg/m3；Vf為噴嘴處流速，m/s。在使用油盤條件下，Vf→0，則Ri→∞，因此油池火如式(20)所示：

(20)

對(duì)于不同的實(shí)驗(yàn)條件，K值不同?；鹧鎸?shí)際脈動(dòng)值和不同模型的預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比如圖10所示。由圖10可知，高原油池火焰脈動(dòng)明顯大于常壓油池火的火焰脈動(dòng)。這主要是由于高原環(huán)境中氧氣含量偏低，卷吸更加強(qiáng)烈，導(dǎo)致火焰脈動(dòng)頻率相比常壓下頻率呈現(xiàn)增加趨勢(shì)。

圖10 火焰脈動(dòng)實(shí)驗(yàn)值與模型值比較Fig.10 Comparison of flame pulsation between experimental values and model values

結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)火焰脈動(dòng)進(jìn)行擬合，結(jié)果見圖11。高原乙醇火焰脈動(dòng)公式如式(21)所示：

圖11 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與擬合曲線Fig.11 Experimental results and fitting curve

(21)

3 結(jié)論

1) 低壓條件下，乙醇油池火的燃燒速率小于同等燃燒尺度下常壓油池火燃燒速率，這主要由于低壓條件下火焰與油品表面對(duì)流強(qiáng)度降低；實(shí)驗(yàn)條件下，乙醇燃燒速率隨油盤尺寸增加先增加，但很快趨于穩(wěn)定，這主要是由于火焰與油品表面的對(duì)流換熱系數(shù)受尺度影響相對(duì)較小。

2)火焰高度隨油池直徑的增加逐漸變大，利用無(wú)量綱火焰高度模型擬合得出適用于低壓條件下的乙醇火焰高度模型(L/D=-1.66+0.246Q2/5/D)。

3)低壓條件下的乙醇火焰脈動(dòng)隨油盤直徑增加逐漸變小，但火焰脈動(dòng)大于常壓下同等燃燒尺度下的火焰脈動(dòng)，擬合得出適用于低壓條件下的乙醇油池火脈動(dòng)公式(f2=3.71/D)。

4)研究結(jié)果可豐富低壓條件下的乙醇油池火燃燒數(shù)據(jù)，為低壓條件下的非發(fā)光火焰對(duì)應(yīng)液體燃料的儲(chǔ)運(yùn)安全提供技術(shù)參考。相比前人實(shí)驗(yàn)尺度，本文油盤直徑相對(duì)較大，但由于場(chǎng)地限制，仍與實(shí)際儲(chǔ)罐存在較大偏差，下一步仍需要開展更大尺度的低壓乙醇油池火實(shí)驗(yàn)。