高原乙醇油池火燃燒特性實驗研究*

趙利宏，張清元，王曉天，楊鈞暉，趙金龍，黃 弘

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 應(yīng)急管理與安全工程學(xué)院，北京 100083；2.中國建筑科學(xué)研究院有限公司，北京 100013；3.中國天辰工程有限公司，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]。乙醇液體在儲運過程中，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，單位體積的空氣實際含氧量偏低，使得油池火火焰卷吸與常壓條件下不同，進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，對保障高原地區(qū)可燃液體儲運安全具有重要意義。

目前，國內(nèi)外學(xué)者開展部分低壓乙醇油池火實驗，主要分析燃燒速率、火焰高度、火焰脈動等參數(shù)的變化規(guī)律：文獻[3]開展燃燒面積為900 m2的矩形乙醇油池火實驗，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程中火焰熱流反饋的主要模式，并分析壓力對燃燒速率的影響，給出具體計算公式；Chen等[5]開展油盤直徑為0.04～0.06 m的乙醇池火實驗，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]進行高原條件下小型矩形油池火實驗，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驗，發(fā)現(xiàn)環(huán)境壓力下降時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驗，其油池直徑為0.04～0.33 m，通過對比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)有研究針對低壓條件下油池火實驗燃燒的尺度較小，以直徑小于0.2 m的油盤為主，該尺度下燃燒受側(cè)壁傳熱的影響相對明顯，與實際火災(zāi)場景偏差較大。

基于此，本文在高原條件下開展不同油盤直徑的油池火實驗，重點分析低壓條件下乙醇池火的燃燒速率、火焰高度、火焰脈動等參數(shù)隨時間的變化規(guī)律。研究結(jié)果可為高原液體燃料的儲運和風(fēng)險評估提供參考。

1 實驗裝置

本文實驗在青海省祁連機場戶外環(huán)境下進行，海拔3 163 m，大氣壓0.079 MPa。實驗采用圓形油盤，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)實時測量油盤中剩余油品質(zhì)量，確定實時燃燒速率和油層厚度。采用數(shù)碼相機和紅外相機分別測量火焰形態(tài)和火焰溫度。具體實驗布置如圖1所示，為降低風(fēng)速影響，實驗場地采用防風(fēng)網(wǎng)。

圖1 實驗裝置示意Fig.1 Schematic diagram of experimental device

實驗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

為方便觀測火焰圖像，實驗主要在夜間完成，溫度約(7±3) ℃，濕度29%，每組實驗重復(fù)3次，實驗具體工況見表2。

表2 實驗工況Table 2 Experimental conditions m

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 燃燒過程與實驗現(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。乙醇點燃后，火焰迅速燃燒至整個油品表面，火焰呈藍白色，火焰溫度呈上升趨勢。隨燃燒進行，火焰高度逐漸趨于穩(wěn)定，但仍存在一定脈動；燃燒過程中，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，火焰進入油盤，火焰呈黃色，這主要是由于空氣進入油盤，形成預(yù)混燃燒。根據(jù)火焰和溫度變化規(guī)律，整個燃燒過程可分為燃燒發(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)

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

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

2.2 穩(wěn)定階段燃燒速率

根據(jù)實時油池內(nèi)油品質(zhì)量，計算得到不同時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，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驗數(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

為進一步解釋燃燒速率變化原因，給出乙醇油池火在燃燒過程中的火焰熱流反饋過程示意[12]，如圖5所示。

圖5 油池火火焰熱流反饋過程示意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分別表示火焰通過側(cè)壁向油層傳遞的導(dǎo)熱熱流密度、火焰與油層對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[13]；Hv為油品汽化熱，kJ/kg；Cp為比定壓熱容，kJ/(kg·K)；Tb，T0分別為乙醇沸點和環(huán)境溫度，K。

對于側(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。對于油池火側(cè)壁導(dǎo)熱，隨直徑增加不斷下降。

對于火焰與油品表面之間的對流換熱，如式(4)所示：

qconv=hc(Tf-Tb)

(4)

式中：hc為對流傳熱系數(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為普朗特數(shù)；l為特征長度；μ為動力黏度；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)可進一步表示為式(6)：

hc∝p1/2

(6)

對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)。

在實驗中，通過熱流計測量距離火焰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，火焰對外輻射強度小。對于油盤直徑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流的影響。根據(jù)式(4)～(5)可知，對流換熱系數(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，對流換熱強度隨尺度影響不大，幾乎接近常數(shù)，所以實驗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)對火焰高度進行處理，采用像素識別方法確定火焰位置[14]。利用MATLAB對乙醇燃燒的圖像進行處理分析，首先對視頻中每幀圖片進行灰度處理，根據(jù)圖片中亮度和長度比例尺，確定火焰高度，如圖6所示。

圖6 火焰高度處理過程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，但增長趨勢逐漸變緩。

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

對于火焰高度的預(yù)測，前人給出無量綱模型，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]在拉薩進行大量低壓油池火實驗，得到式(14)：

(14)

因此，對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)

通過對實驗數(shù)據(jù)進行擬合分析得到圖8。由圖8可知，模型預(yù)測值和實驗值偏差較小，相對偏差R2=91.7%。對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)相對較大。這主要是由于低壓條件下，氧氣絕對量較少，火焰高度整體變高。

圖8 實驗結(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

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

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

對于火焰脈動規(guī)律，Pagin[18]提出火焰脈動頻率計算公式如式(16)所示：

f2=2.3/D

(16)

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

(17)

Cetegen等[20]根據(jù)大量常壓實驗總結(jié)火焰脈動公式如式(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)

對于不同的實驗條件，K值不同?；鹧鎸嶋H脈動值和不同模型的預(yù)測結(jié)果對比如圖10所示。由圖10可知，高原油池火焰脈動明顯大于常壓油池火的火焰脈動。這主要是由于高原環(huán)境中氧氣含量偏低，卷吸更加強烈，導(dǎo)致火焰脈動頻率相比常壓下頻率呈現(xiàn)增加趨勢。

圖10 火焰脈動實驗值與模型值比較Fig.10 Comparison of flame pulsation between experimental values and model values

結(jié)合實驗數(shù)據(jù)，對火焰脈動進行擬合，結(jié)果見圖11。高原乙醇火焰脈動公式如式(21)所示：

圖11 實驗結(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流強度降低；實驗條件下，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流換熱系數(shù)受尺度影響相對較小。

2)火焰高度隨油池直徑的增加逐漸變大，利用無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隨油盤直徑增加逐漸變小，但火焰脈動大于常壓下同等燃燒尺度下的火焰脈動，擬合得出適用于低壓條件下的乙醇油池火脈動公式(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)光火焰對應(yīng)液體燃料的儲運安全提供技術(shù)參考。相比前人實驗尺度，本文油盤直徑相對較大，但由于場地限制，仍與實際儲罐存在較大偏差，下一步仍需要開展更大尺度的低壓乙醇油池火實驗。