異戊烷閃蒸噴霧噴嘴近場霧化與噴嘴內(nèi)流動特性

劉 兵，宇文璋杰，楊 濤，朱棟清，王嘉豐，周致富

(1.中國航天科技集團(tuán)有限公司四院401所，陜西 西安 710025；2.西安交通大學(xué)動力工程多相流國家重點(diǎn)實驗室，陜西 西安 710049)

在石油、化工等過程工業(yè)中，易燃易爆以及有毒有害的高壓液體或者液化氣體在生產(chǎn)、儲存與運(yùn)輸過程中，經(jīng)常由于壓力容器或者管道破裂而引發(fā)劇烈的泄露事故.在容器或管道與環(huán)境之間巨大的壓差作用下，噴出的液體快速失壓變成極不穩(wěn)定的過熱狀態(tài)，當(dāng)液體的過熱度來不及通過液相表面蒸發(fā)釋放時，液體內(nèi)部即會發(fā)生爆炸性破碎，產(chǎn)生大量細(xì)小液滴，并伴隨著蒸汽的產(chǎn)生，形成劇烈的閃蒸噴霧.這類泄漏性事故的發(fā)生，會給工業(yè)生產(chǎn)和自然環(huán)境造成巨大的危害[1].

為評估以及減小此類泄露性事故造成的危害，歐盟從上世紀(jì)90年代開展了一系列研究，在實驗室內(nèi)用噴嘴形成閃蒸噴霧模擬泄露事故中發(fā)生的閃蒸噴霧，并采用激光測試技術(shù)測量閃蒸噴霧中的氣液兩相流中液滴動力學(xué)行為規(guī)律，使用的研究工質(zhì)有危險化學(xué)物質(zhì)丙烷、丁烷，也有模擬工質(zhì)氟利昂等[2-6].Hervieu和Veneau[2]利用相位多普勒相位多普勒激光粒子分析儀(Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA)對丙烷在不同噴嘴內(nèi)徑與噴霧壓力下閃蒸噴霧液滴直徑與速度進(jìn)行了測量，發(fā)現(xiàn)液滴直徑分布范圍為16 μm～42 μm，隨噴嘴內(nèi)徑增加而變大，隨壓力增加而減??；液滴速度分布范圍為15 m/s～45 m/s，隨內(nèi)徑與壓力增加均變大.在近噴嘴出口區(qū)域(<30 mm)，由于噴霧液滴濃度太大，導(dǎo)致PDPA測量非常困難.Allen[3,4]利用利用激光多普勒測速儀(Laser Doppler Velocimeter，LDV)和馬爾文粒度儀對丙烷閃蒸噴霧液滴速度和直徑進(jìn)行了測量，LDV速度測量發(fā)現(xiàn)在噴霧中心軸線液滴速度首先隨噴霧距離增加而緩慢增加，隨后開始下降，不同噴霧截面液滴最大速度出現(xiàn)在中心位置，隨徑向距離增加而快速下降，截面速度無量綱化后具有自相似性，服從高斯分布.馬爾文粒度儀對液滴直徑測量結(jié)果表明，液滴直徑數(shù)量分布為雙峰分布形態(tài)，對應(yīng)的液滴直徑范圍分別為0 μm～21.4 μm和21.4 μm～41.2 μm.Witlox等[6]應(yīng)用相位多普勒測量儀(Phase Doppler Anemometry，PDA)對不同噴嘴內(nèi)徑與壓力下丁烷閃蒸噴霧遠(yuǎn)離噴嘴出口40 cm區(qū)域液滴直徑進(jìn)行了測量，發(fā)現(xiàn)液滴平均直徑范圍在90 μm～200 μm之間，液滴直徑隨噴嘴內(nèi)徑增大而增大，隨噴霧壓力增大而變小.

圖1 泄漏性事故閃蒸噴霧示意圖

Yildiz等[5,7,8]以制冷劑R134a為模擬工質(zhì)替代泄漏性事故中的危險工質(zhì)，采用PDA研究了不同內(nèi)徑與壓力R134a閃蒸噴霧液滴直徑和速度分布，發(fā)現(xiàn)液滴SMD直徑范圍為100 μm～200 μm，液滴平均速度范圍為30 m/s～50 m/s.Cai等[9]應(yīng)用嵌入式熱電偶研究了高溫高壓狀態(tài)下水閃蒸噴霧場溫度變化特性，發(fā)現(xiàn)流量是影響閃蒸區(qū)域大小的主要因素.Song等[10]對水閃蒸噴霧形態(tài)進(jìn)行了可視化研究，并提出了一個冪函數(shù)用來表征閃蒸噴霧的膨脹區(qū)域.Guo等[11]研究了不同長徑比噴嘴對R134a噴霧形態(tài)和速度的影響，發(fā)現(xiàn)噴霧膨脹錐角和速度變化規(guī)律基本相同.本課題組前期亦對低沸點(diǎn)制冷劑介質(zhì)的閃蒸霧化做了深入研究，獲得了R134a、R407C與R404A閃蒸霧化液滴直徑、速度與溫度分布規(guī)律[12-15].

上述研究大大加深了對易燃易爆碳?xì)浠衔镆约暗头悬c(diǎn)高揮發(fā)性制冷劑介質(zhì)閃蒸噴霧液滴直徑與速度分布特性的認(rèn)識，但是也存在著一定局限.首先，噴嘴內(nèi)流動狀態(tài)及其對閃蒸霧化的影響甚少涉及，而噴嘴內(nèi)流動通常對閃蒸霧化具有決定性的影響.其次，噴霧初始條件較為單一，初始參數(shù)尤其是噴霧壓力與過熱度對閃蒸霧化的作用程度認(rèn)識還不充分.第三，噴嘴出口附近(<30 mm)濃密噴霧場的液滴信息缺乏，而此數(shù)據(jù)是決定遠(yuǎn)場噴霧特性以及噴霧預(yù)測的關(guān)鍵輸入?yún)?shù).基于以上考慮，本研究在前人研究的基礎(chǔ)上，針對泄漏性事故引起的閃蒸噴霧氣液兩相流，在實驗室內(nèi)開展小規(guī)模的模擬泄漏實驗研究，對多初始工況(噴霧壓力與溫度)易燃易爆碳?xì)浠衔镩W蒸噴霧前的噴嘴內(nèi)流動狀態(tài)、閃蒸噴霧后的霧化形態(tài)、噴霧近場與遠(yuǎn)場的液滴動力學(xué)與熱特征等開展進(jìn)一步的研究.本文主要討論不同初始壓力與過熱度下異戊烷(Iso-pentane，C5H12)閃蒸噴霧噴嘴內(nèi)流動與霧化形態(tài)的研究結(jié)果，探討噴霧壓力與過熱度的對閃蒸噴霧影響規(guī)律，以及噴嘴內(nèi)流對近場霧化的作用機(jī)制.

1 實驗裝置與測試方法

1.1 實驗系統(tǒng)介紹

閃蒸噴霧噴嘴內(nèi)流動與霧化實驗系統(tǒng)如圖2所示.主要由四部分構(gòu)成：噴霧發(fā)生和控制系統(tǒng)、噴嘴內(nèi)可視化研究段、霧場觀測段與安全及輔助系統(tǒng).通過高壓氮?dú)鈱Υ篌w積液體儲罐(Large Container)加壓，以及靠近噴嘴入口上游的可精確調(diào)控液體溫度的小體積壓力腔(T Controlling Vessel)，可實現(xiàn)對噴嘴入口處噴射壓力與溫度的精確調(diào)控，其最高可分別達(dá)10 MPa與150 ℃.應(yīng)用高速攝像儀與顯微成像系統(tǒng)對微小噴嘴內(nèi)的氣液兩相流進(jìn)行可視化觀測，分別應(yīng)用高速攝像(CCD)、相位多普勒粒子測試儀(PDPA)、微細(xì)熱電偶等對霧化形態(tài)與液滴速度、直徑與溫度等進(jìn)行可視化觀察與定量測量.實驗噴霧段全部置于透明的方形密閉腔內(nèi)，腔體底部裝有抽氣系統(tǒng)，可實時將噴出的蒸氣排出室內(nèi)，防止蒸氣聚集發(fā)生爆炸事故，確保實驗的安全性.采用具有快速響應(yīng)的電磁閥(Solenoid Valve，Nogren)控制噴霧的開啟與關(guān)閉(響應(yīng)時間小于6 ms)，盡量減小閥門開啟或者關(guān)閉對閃蒸噴霧的影響，并實現(xiàn)對瞬態(tài)噴霧時間的精確控制.

圖2 實驗系統(tǒng)示意圖

實驗中用結(jié)構(gòu)簡單的透明石英玻璃圓柱形直管模擬泄漏破口，內(nèi)徑為0.6 mm，長度為40 mm.實驗采用的閃蒸噴霧介質(zhì)為異戊烷(Iso-pentane，C5H12)，常壓下對應(yīng)的飽和溫度為27.8 ℃,是一種極易燃的無色透明的易揮發(fā)液體，其蒸氣與空氣可形成爆炸性混合物(爆炸下限與上限分別為1.4%～7.6%)，能夠較好實現(xiàn)易燃易爆介質(zhì)泄漏引起的閃蒸噴霧現(xiàn)象，此外其在工業(yè)中也具有重要應(yīng)用.

1.2 可視化觀測方法

實驗采用背光法(Shadowgraph)對噴嘴內(nèi)流動與霧化形態(tài)進(jìn)行高速拍攝，即相機(jī)與光源處于同一軸線，拍攝對象位于相機(jī)與光源之間.實驗所用高速攝像機(jī)(Fastcam SA-Z，Photron)全幅分辨率為1 024×1 024，此時對應(yīng)的最大速度為20,000 fps，降低分辨率最高拍攝速度可達(dá)900,000 fps.具體拍攝時分辨率、曝光時間及幀頻等攝制參數(shù)根據(jù)實驗要求進(jìn)行調(diào)整.拍攝時使用120 W的無頻閃LED光源進(jìn)行補(bǔ)光，通過改變光源距離和鏡頭光圈大小調(diào)整補(bǔ)光強(qiáng)度.采用OPTEM Tube顯微放大鏡頭(125C Upper Module)可以對微細(xì)噴嘴內(nèi)的流動實現(xiàn)較清晰的觀測.拍攝參數(shù)為：速率為32 000幀/秒，曝光時間為1/4 032 000秒(約25 μs)，分辨率為896×728.

1.3 實驗不確定度分析

本試驗研究中，異戊烷閃蒸噴霧初始壓力由微型防爆壓力傳感器(520.933S043401，Huba Control)測得，精度等級為±0.25%；初始溫度由緊湊型熱電阻PT100(YY-PL-RB-PT1-M6-1L43，Yongyang Sensors Technology)，測量精度為±0.25 ℃.

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 閃蒸噴霧噴嘴內(nèi)流動與霧化動態(tài)發(fā)展過程

圖3展示了噴霧初始壓力與溫度為0.9 MPa與70 ℃時(對應(yīng)的過熱度為42.2 ℃)，異戊烷閃蒸噴霧噴嘴附近(5 mm)形態(tài)自噴霧開始至穩(wěn)定的動態(tài)發(fā)展過程.由于電磁閥響應(yīng)時間(約6 ms)和流體需流經(jīng)電磁閥至噴嘴出口這段距離等原因，液體的噴出稍有滯后，觸發(fā)信號發(fā)出約15 ms后有液體開始從噴嘴出口處噴出.開始階段流量較小且由于液體與管路之間換熱等因素的存在，噴霧開始初期工質(zhì)的過熱度在流出噴嘴前就有所釋放，噴霧開始初期工質(zhì)在較低速度、較低過熱度作用下的破碎過程如圖3(a)～圖3(c)所示.隨著噴霧的持續(xù)進(jìn)行，入口壓力上升與控溫控壓腔內(nèi)壓力趨近，液體流速流量顯著增加，電磁閥與噴嘴之間的管路受液體加熱后的溫度上升且趨于穩(wěn)定，大量過熱液體自噴嘴噴出后發(fā)生劇烈的閃蒸霧化如圖3(d)～圖3(f)所示.實驗中發(fā)現(xiàn)，大部分溫度和壓力工況下噴霧在開始后可以迅速達(dá)到穩(wěn)定，此時噴霧呈近似圓錐的對稱形態(tài)，噴霧錐角穩(wěn)定.

通過對圖片的分析便可準(zhǔn)確判斷不同工況下閃蒸噴霧達(dá)到穩(wěn)定的時間ts.實驗中為減少偶然因素造成的誤差，每個工況重復(fù)三次取平均.不同噴霧壓力和溫度下噴霧達(dá)到穩(wěn)定的時間如圖4所示，可以看出相同溫度下隨噴霧壓力的增大，噴霧穩(wěn)定時間ts逐漸減小，呈近似線性關(guān)系，溫度較低時ts隨壓力增長下降的速率也較低；噴霧壓力相同時溫度越低達(dá)到穩(wěn)定的時間也就越短.從圖3噴霧瞬態(tài)發(fā)展過程分析中，得知當(dāng)電磁閥打開時，高溫高壓液體流經(jīng)冷噴嘴，會受到噴嘴的冷卻作用，使得噴霧液體溫度下降.而隨著噴霧持續(xù)進(jìn)行，噴嘴受到熱流體的持續(xù)加熱，溫度升高，最終達(dá)到接近噴霧液體的初始溫度.此時，流經(jīng)噴嘴的液體溫度恢復(fù)到初始溫度，閃蒸噴霧由瞬態(tài)階段進(jìn)入穩(wěn)定階段.因此，初始溫度越高，與噴嘴初始溫度的差值越大，噴霧液體流經(jīng)噴嘴從被冷卻到恢復(fù)初始溫度所需的時間越長，閃蒸噴霧對應(yīng)的穩(wěn)定時間越長.綜上可知，在不影響霧化效果的前提下，采用高壓低溫的噴霧初參數(shù)可以實現(xiàn)閃蒸噴霧的快速穩(wěn)定.

圖3 閃蒸噴霧霧場動態(tài)發(fā)展過程(P0=0.9 MPa，T0=70 ℃，ΔTsh =42.2 ℃)

2.2 噴霧壓力與過熱度對霧化形態(tài)的影響

圖5展示了噴霧壓力為1.5 MPa時，不同噴霧初始溫度對噴嘴附近霧化形態(tài)的影響，(a)T0=20 ℃，(b)T0=30 ℃，(c)T0=40 ℃，(d)T0=50 ℃，(e)T0=60 ℃與(f)T0=70 ℃.可以看出噴霧初始溫度對霧化形態(tài)影響非常明顯，在低溫20 ℃時，液體噴出后無過熱，穩(wěn)態(tài)的過冷液體不發(fā)生閃蒸霧化，因此噴霧形態(tài)呈現(xiàn)單純的液柱射流狀；當(dāng)溫度升至30 ℃(略高于環(huán)境壓力下的飽和溫度)，在液柱射流與環(huán)境氣相的交界面液體發(fā)生了部分破碎，產(chǎn)生較為明顯的細(xì)小液滴，霧化錐角略增大；當(dāng)進(jìn)一步增加液體的過熱度，液體閃蒸霧化效果更為明顯，霧化錐角更大，液滴空間分布更為均勻，初溫為50 ℃時發(fā)生了完全閃蒸霧化(Flare-flashing Atomization).之后進(jìn)一步增加液體的過熱度，霧化形態(tài)隨過熱度變化不明顯.綜上，噴霧初始溫度在射流向閃蒸霧化轉(zhuǎn)變的溫度區(qū)間附近對液體霧化形態(tài)、膨脹程度與霧化方式上作用非常明顯，而當(dāng)達(dá)到完全閃蒸霧化后，進(jìn)一步增加液體的過熱度對霧化特征影響明顯減弱.

圖5 噴霧壓力1.5 MPa時不同初始溫度霧化形態(tài)比較

圖6展示了噴霧溫度為70 ℃時不同噴霧壓力作用下異戊烷閃蒸噴霧噴嘴附近形態(tài)比較，壓力分別為(a)P0=0.6 MPa，(b)P0=0.9 MPa，(c)P0=1.2 MPa，(d)P0=1.5 MPa，(e)P0=2.1 MPa與(f)P0=3.0 MPa.由圖可以看出，初溫為70 ℃，不同壓力下都發(fā)生了閃蒸霧化現(xiàn)象，但是壓力對閃蒸霧化形態(tài)影響明顯，主要體現(xiàn)在閃蒸破碎距離與徑向膨脹程度(霧化錐角)兩個方面.首先，在較低壓力下0.6 MPa時，噴嘴出口處液體并沒有立刻發(fā)生破碎，呈現(xiàn)圓柱狀；之后向前推進(jìn)一定距離后液體圓柱再開始膨脹擴(kuò)張，在噴霧邊緣發(fā)生了較為劇烈的破碎霧化，產(chǎn)生了大量細(xì)小液滴，另外從圖像的對比度上也可以看出，此時噴霧圓錐中心部分與邊緣處差別較為明顯.當(dāng)壓力逐漸增加，可以看出霧化破碎點(diǎn)越接近噴嘴出口，0.9 MPa時即沒有出現(xiàn)之前低壓時未破碎的液柱形態(tài)，同時徑向上破碎區(qū)域向噴霧中心延伸，產(chǎn)生了更多且分布更為均勻的細(xì)小液滴.其次在噴霧徑向膨脹程度方面，霧化錐角隨噴霧壓力增加而增大，當(dāng)壓力增加至1.5 MPa后，過熱液體在噴嘴出口處發(fā)生了近似球型的爆炸性破碎霧化，細(xì)小液滴幾乎充滿了整個拍攝區(qū)域，液滴濃度分布更為均勻，在整個霧化區(qū)域徑向方向差別不明顯.因此，較高的噴霧壓力能夠產(chǎn)生更好的閃蒸破碎霧化效果，過熱液體沿徑向膨脹更為劇烈，液滴濃度空間分布更為均勻.

圖6 初始溫度為70 ℃時不同噴霧壓力下霧化形態(tài)比較

2.3 噴嘴內(nèi)兩相流動形態(tài)及其對霧化形態(tài)影響

圖7展示了噴霧壓力為0.6 MPa、初始溫度70 ℃時異戊烷噴霧噴嘴內(nèi)流動與近場噴霧的瞬態(tài)特性，可以看到出現(xiàn)了多個噴嘴內(nèi)流型與霧化形態(tài).管內(nèi)流型有(a)全部單相流；(b)氣泡生成但噴嘴出口單相流；(c)-(g)噴嘴出口兩相流及其演變過程；(h)全部均勻泡狀流.可以看出管內(nèi)流對近場噴霧霧化具有及其重要影響，當(dāng)為全部單向流時，噴嘴出口處霧化效果最弱，還保持著液柱形態(tài)，離開噴嘴一段距離后才開始霧化破碎；隨著管內(nèi)相變氣泡生成并向噴嘴出口演變，霧化越來越劇烈，能夠明顯觀察到噴嘴出口處氣泡對液體的破碎作用，在噴嘴出口處液體即發(fā)生破碎霧化；當(dāng)為全部均勻泡狀流時，近場霧化效果最為劇烈，發(fā)生碗狀膨脹破碎霧化，錐角與徑向膨脹寬度均最大.

為了更清晰表達(dá)噴嘴內(nèi)氣液兩相流型特征對異戊烷閃蒸噴霧近場霧化特性的影響，圖8給出了異戊烷閃蒸噴霧典型波動過程中一段時間內(nèi)(3.5 ms)噴嘴內(nèi)氣相面積所占噴管截面的比率(可近似為噴嘴內(nèi)含氣率)與噴嘴近場霧場面積與所在矩形區(qū)域整個面積的比率(可代表閃蒸霧化劇烈程度)隨時間的動態(tài)演變過程.由圖8可知，在500 μs到2 000 μs內(nèi)，兩條曲線呈現(xiàn)類似于正弦曲線波動發(fā)展，但是二者之間存在一個明顯相位差(約1/4周期)，噴管內(nèi)含氣率峰值總是先于霧化峰值出現(xiàn)，說明噴嘴內(nèi)氣相對霧化的影響具有一定滯后性.結(jié)合圖7，這種滯后性主要是因為當(dāng)噴嘴內(nèi)液體發(fā)生汽化時，需要一定時間演變，氣液兩相流才會流經(jīng)噴嘴出口，對噴霧特性產(chǎn)生作用.因此，這種影響滯后性與噴嘴內(nèi)汽化起始位置和流動速度有關(guān).

3 結(jié) 論

本文搭建了模擬泄漏性事故小規(guī)模閃蒸噴霧實驗臺，以異戊烷為閃蒸噴霧介質(zhì)，以內(nèi)徑為0.6 mm、長度為40 mm的透明圓柱形直管噴嘴為模擬噴口形成閃蒸噴霧，采用高速攝像儀與顯微成像系統(tǒng)對閃蒸霧化形態(tài)與噴嘴內(nèi)流動特性進(jìn)行了高速可視化觀測.噴霧處于發(fā)展階段時其霧場形態(tài)和噴嘴內(nèi)流動狀態(tài)都處于劇烈變化之中，噴嘴內(nèi)交替出現(xiàn)泡狀流、不對稱與錐狀流等不同流型，霧化形態(tài)也隨時間劇烈變化.總體上，噴嘴內(nèi)汽化程度越高，噴嘴出口附近閃蒸霧化越劇烈.但是，噴嘴內(nèi)氣相含率對霧化劇烈程度作用具有一定滯后性，這種滯后性與噴嘴內(nèi)汽化起始位置和流動速度有關(guān).噴霧壓力和初始溫度對閃蒸霧化形態(tài)影響規(guī)律表現(xiàn)在：在達(dá)到完全閃蒸霧化之前，提高噴霧初溫可以極大促進(jìn)閃蒸霧化效果，之后溫度變化對閃蒸霧化的影響急劇減弱.在相同過熱度下，提高噴霧壓力能夠進(jìn)一步加劇閃蒸霧化程度，在近噴嘴附近形成更大霧化錐角和徑向膨脹寬度.