偏二甲肼池火災熱動力學特性數(shù)值模擬

史宇航, 胡宇鵬, 李明海, 郭歷倫

(中國工程物理研究院, 總體工程研究所, 綿陽 621999)

液體推進劑具有高比沖、推力大、能多次點火和停運等特點,在大型運載火箭的推進系統(tǒng)和各種航天器的姿態(tài)和軌道控制系統(tǒng)中得到廣泛應用[1],目前較多使用的液體推進劑燃料主要為偏二甲肼(UDMH)。UDMH在生產(chǎn)、運輸、貯存、加注等任務剖面中可能發(fā)生意外泄漏,泄漏到地面遇到防火堤或低洼邊界時容易積聚形成液池,遭遇火源或氧化劑后極易燃燒形成池火災,往往會造成人員和經(jīng)濟的重大損失。已有統(tǒng)計,近60年來國內外共發(fā)生推進劑突發(fā)燃爆事故300多次,傷亡400多人[2]。因此,研究UDMH池火災熱動力學特性對于液體推進劑在全壽命周期內的安全應用具有重要意義。

目前,關于池火災的研究主要集中在化工等領域涉及的如煤油、乙醇等油料池火災。實驗研究方面,程海濤等[3]開展了直徑為1 m、寬度為10～60 cm 的初始線性火源的秸稈燃燒實驗,發(fā)現(xiàn)火焰蔓延速率與秸稈寬度成正相關關系,火焰溫度呈現(xiàn)“快速升高-緩慢降低”的趨勢,秸稈表面溫度超過500 ℃。Zhu等[4]研究不同壓力下乙醇汽油混合燃料的特性,發(fā)現(xiàn)隨著環(huán)境壓力的降低,火焰高度顯著增加。Einar等[5]開展了10、20、30 cm三種尺寸的庚烷池火燃燒試驗,發(fā)現(xiàn)邊緣高度對庚烷質量燃燒速率的影響超過池火直徑的影響。Tian等[6]研究了通風條件下甲醇池火災的燃燒速率變化,發(fā)現(xiàn)對流換熱對燃燒速率的提高起著重要作用,甲醇初始溫度越高,燃燒速率越高。針對油池火輻射特性,May等[7]提出了點源模型,認為液化天然氣池火的熱輻射和距離的平方成反比,總的熱輻射大概占燃燒總釋放能量的15%。之后Mcgrattan等[8]研究提出了更適用于大尺寸油池火輻射特性的正圓柱固體壁面模型。數(shù)值模擬方面,Stewart等[9]和Ahmadi等[10]利用火災動力學模擬工具(fire dynamics simulator,FDS)模擬乙醇和煤油的池火災,在質量燃燒速率和熱輻射方面的模型計算結果與池火災的實驗數(shù)據(jù)之間的誤差在8% 以內。呂辰等[11]通過數(shù)值模擬技術準確的得出凹型外立面火災豎向蔓延煙囪效應以及火焰前鋒高度隨時間符合指數(shù)函數(shù)變化關系,據(jù)此提出防火挑檐的合理設置可有效阻止火勢沿凹型外立面向高處相鄰住戶蔓延?？梢?關于UDMH池火災特性的研究尚未見相關報道。

近年,已有關于UDMH燃燒的研究主要集中在液體發(fā)動機內部的燃燒特性及機理等方面,其與池火在燃燒方式、體系邊界等方面都有較大不同。Moghaddam等[12]開展了特征長度對凝膠UDMH/IRFNA雙推進劑燃燒性能影響的試驗,結果表明凝膠雙推進劑性能隨特征長度增加的提升效果較低,最佳性能特征長度為162 cm。尹婷等[13]開展了壓力振蕩環(huán)境下UDMH液滴燃燒過程實驗,發(fā)現(xiàn)增加燃燒室溫度能夠顯著促進液滴燃燒,使得液滴燃燒速率和表面燃燒流率迅速增加。Ma等[14]對亞臨界和超臨界壓力下的UDMH液滴的燃燒特性進行研究,發(fā)現(xiàn)亞臨界條件下液滴燃燒時間隨環(huán)境壓力的增加而迅速縮短,而超臨界條件下液滴燃燒時間沒有減少。

綜上,目前對于UDMH池火災缺乏深入認識,需對其熱動力學特性開展研究。然而,偏二甲肼毒性較大(表1),難以通過實驗這一火災動力學研究慣用方法對UDMH池火災進行研究。因此,擬針對UDMH池火開展系列數(shù)值模擬,分析油池尺寸和環(huán)境風速對UDMH池火災熱動力學特性的影響規(guī)律,探索火焰結構、溫度分布及輻射熱流密度等熱特性,為液體推進劑火災事故應急響應提供理論參考。

表1 偏二甲肼毒性

1 數(shù)值模型

1.1 物理數(shù)學模型

UDMH遭遇意外情況發(fā)生泄露,泄露到地面之后向四周流淌,在低洼地形中容易積聚形成一定厚度的液池,若遭遇火源便會形成池火災,池火災結構示意圖如圖1所示。

圖1 池火災示意圖Fig.1 Pool fire diagram

當泄露UDMH向四周流淌擴展形成具有一定厚度的液池時,其面積是由泄露量和地面性質決定的,液池面積計算公式為

(1)

式(1)中:S為油池的最大可能面積,m2;W為 UDMH 泄露質量,kg;Hm為最小液層厚度,m;ρ0為 UDMH 密度,kg/m3。

把形狀不規(guī)則的UDMH液池等效為邊長為L的方形液池,換算公式為

(2)

質量燃燒速率的計算公式為

(3)

式(3)中:mf為燃燒速率,kg/(m2·s);c為常數(shù),c=0.001 kg/(m2·s);Hc為液體的燃燒熱,kJ/kg;Hvap為液體汽化熱,kJ/kg;Cp為液體的定壓比熱容,kJ/(kg·K);Tb為液體的沸點,K;Ta為環(huán)境溫度,K。

由式(3)得出mf=0.049 75 kg/(m2·s)。表2給出了UDMH理化參數(shù)。

表2 偏二甲肼理化參數(shù)

池火災燃燒是典型的非預混燃燒現(xiàn)象,計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)通過控制方程對燃燒現(xiàn)象進行描述,控制方程包含連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程、氣體組分方程及理想氣體狀態(tài)方程,這些方程構成的數(shù)學模型是數(shù)值模擬計算的理論支撐。具體如下。

連續(xù)性方程為

(4)

動量守恒方程為

(5)

能量守恒方程為

(6)

氣體組分方程為

(7)

理想氣體狀態(tài)方程為

(8)

式中:ρ為氣體密度,kg/m3;V為速度矢量,m/s;p為壓力,Pa;g為重力加速度,kg/m2;τ為黏性應力張量,Pa;h為比焓,J/kg;Di為組分i的擴散系數(shù),m2·s;q″為體積熱源,W/m3;q為輻射熱通量矢量,W/m3;φ為耗散函數(shù),W/m3;R為通用氣體常數(shù)8.314 J/(mol·K);m”為生成率或消耗率,kg/m3;M為氣體摩爾質量,kg/mol;Y為質量分數(shù),%。

1.2 計算方法

采用專業(yè)火災CFD軟件FDS開展計算工作,計算中燃燒模型選用適于工程應用和大規(guī)模火災場景的混合分數(shù)控制模型,湍流計算選用大渦模擬(large eddy simulation,LES)。計算區(qū)域為3L×5L×3L(L為油池邊長)的長方體區(qū)域,建模時所有油池均采用正方形油池,油池中心設置在原點,考慮到液體燃料泄漏時無邊界,因此油池直接貼附在地面,底部為混凝土地面。模型的頂部和四周在無風環(huán)境下均設置為開放邊界條件,有風環(huán)境下模型左側面設置為風速入口。

為確保計算模型的合理性,對已有航空煤油池火模型[15]進行計算對比,油池邊長為5 m,池火軸向溫度分布如圖2(a)所示,豎直方向輻射熱流密度對比如圖2(b)所示,本模型與已有文獻在溫度與輻射熱流密度的誤差均在10%以內,模擬結果與文獻結果基本一致,即本數(shù)值模型適用于池火災的計算。

圖2 模型驗證Fig.2 Model validation

進一步開展了網(wǎng)格無關性驗證工作,對計算網(wǎng)格進行了優(yōu)選。以邊長5 m的UDMH池火計算為例,計算結果如圖3所示,網(wǎng)格數(shù)量分別為70萬和140萬時得到的火焰軸向溫度相差在8%以內,可認為70萬網(wǎng)格滿足計算精度要求。

圖3 網(wǎng)格數(shù)量對計算結果的影響Fig.3 The influence of the number of grids on the calculation results

2 結果與分析

2.1 油池尺寸對池火災熱動力學特性的影響

2.1.1 火焰形態(tài)

圖4給出了L=1、6 m油池的溫度場分布及氧氣質量流量。如圖4(a)溫度切片所示,UDMH油池火羽流整體呈錐形,可以劃分為三個不同的區(qū)域:連續(xù)火焰區(qū),此處時火焰持續(xù)存在的區(qū)段,中心溫度是整體火焰最高溫度;間歇火焰區(qū),此處是火焰間歇存在的區(qū)段,該區(qū)溫度隨軸向高度增加急劇下降;浮力羽流區(qū),沒有火焰,燃燒氣體席卷周圍空氣而上升的區(qū)段,該區(qū)溫度繼續(xù)下降直至接近環(huán)境溫度。在整個燃燒過程中,火焰會不斷地卷吸周圍空氣,從圖4(b)中可以看出,著火3 s后火焰底部左右兩側氧氣均向油池中心流動,同時油池上方由于燃料蒸汽的擴散作用使氧氣向兩側退開,著火40 s后,火焰兩側氧氣從底部到頂部受火焰卷吸作用均向中間流動,連續(xù)火焰區(qū)為支持充分燃燒卷吸的氧氣速率最高為0.53 kg/(m2·s)。

圖4 偏二甲肼池火燃燒狀態(tài)Fig.4 Combustion condition for UDMH pool fire

2.1.2 火焰溫度

圖5為L=1～9 m UDMH油池火軸向溫度分布曲線。軸向溫度曲線可劃分為溫度上升區(qū)、溫度不變區(qū)和溫度下降區(qū)。其中溫度上升區(qū)對應于火焰根部,靠近油池液面的位置由于氧氣不足,燃料燃燒不充分,燃料蒸發(fā)的能量主要來源于外部火焰熱反饋。隨著高度增加,火焰卷吸周圍空氣使燃料充分燃燒,溫度快速上升達到最高溫度并在一定范圍內基本不變是為溫度不變區(qū),如9 m邊長油池火焰中軸線1～5 m范圍內溫度都在1 100 ℃以上。油池邊長L從1～9 m逐漸增大,油池火焰的最高溫度從1 006.23 ℃逐漸增大到1 160.92 ℃,溫度最高點的位置隨油池直徑增加逐漸遠離油池液面。之后進入溫度下降區(qū),燃料燃燒結束且外界大量冷空氣卷入,溫度逐漸下降,在火焰頂端,溫度下降到 600 ℃ 以下,溫度下降的速率隨油池邊長增大而逐漸降低。

圖5 不同邊長油池火軸向溫度分布Fig.5 Axial temperature distribution of oil pools with different side lengths

圖6給出了L=1～9 m油池中距離液面 0.6、2 m 的橫向溫度分布情況。0.6 m高處橫向溫度分布呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢,原因是火焰底部中心位置氧氣不足,燃燒不充分,之后在距離到達火焰邊緣之前隨著燃料充分燃燒溫度會逐漸升高直至最高溫度,此處各油池橫向最高溫度為 1 021.00、1 039.40、1 067.40、1 109.70、1 157.10 ℃,離開火焰范圍后隨距離增大溫度逐漸降低。

圖6 不同高度處橫向溫度分布Fig.6 Radial temperature distribution at different heights

2 m高處各邊長油池的橫向溫度最高點均在軸線上,分別為789.90、1 005.30、1 063.60、1 098.60、1 155.30 ℃,均低于接近液面的0.6 m處。同時可知,在超出油池邊界之后,火焰溫度均快速下降至200 ℃以下。以800 ℃為基準能得到0.6 m高處不同邊長油池火軸心到火焰邊緣的距離分別為:0.19、0.38、0.64、1.32、2.29 m,基本與油池邊長呈正比關系,隨高度增大火焰寬度逐漸減小,符合火焰整體上窄下寬的形態(tài)。

2.1.3 輻射熱流密度

開放空間池火對周圍人員及設備的破壞機理以熱輻射為主。圖7給出了L=1～9 m油池火的軸向及橫向輻射熱流密度分布規(guī)律。軸向熱輻射在接近油池液面的位置較小,之后呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律,同時可以看出其中各條曲線增長和減小的斜率較接近,說明不同邊長油池火軸向輻射變化趨勢一致。在同一高度上,輻射熱流密度隨油池邊長的增大而增大。輻射熱流密度的最大值隨油池邊長的增大從109.4 kW/m2增大至266.8 kW/m2,位置逐漸遠離油池液面。圖7(b)給出了距液面高0.6 m, 橫向距中心3、5、10、15、20 m五個不同距離處輻射熱流密度變化規(guī)律,可以看出UDMH油池火輻射熱流密度隨著距離增加而逐漸衰減,衰減速率逐漸變慢。同一距離的輻射熱流密度隨油池邊長的增大而增大。

圖7 不同邊長油池火輻射熱流密度分布Fig.7 Distribution of radiant heat flux of oil pools with different side lengths

2.2 風速對池火災熱動力學特性的影響

2.2.1 火焰形態(tài)

圖8為邊長6 m的UDMH油池在不同風速下火焰中心剖面的溫度分布。在環(huán)境風作用下,火焰會傾斜并拉長,風速較大時火焰會部分貼附地面。軸向溫度由于脫離火焰而逐漸降低,下風側溫度逐漸升高。如圖8所示,風速為1 m/s時,火焰沒有傾斜,溫度場關于軸線呈對稱分布;風速達到1.5 m/s后,接近油池液面的底部火焰未受影響,但頂部火焰已經(jīng)發(fā)生傾斜,火焰高度降低為8.01 m,火焰傾角為24.5°;風速增大至2 m/s時,火焰部分貼附地面,火焰高度為6.16 m,火焰傾角達到46.3°;風速進一步增大至4 m/s時,火焰大部分貼近地面,只有火羽流頂端抬離地面且向下風側傾斜,火焰高度降低至4.23 m,火焰傾角增大至82.3°。

圖8 不同風速下油池火溫度場分布Fig.8 Temperature distribution of pool fire under different wind speed

2.2.2 火焰溫度

圖9給出了不同風速下UDMH油池火軸向溫度變化規(guī)律。當風速較小為1 m/s時,軸向溫度分布規(guī)律與無風時較接近,最高溫度能達到1 100 ℃,但有風環(huán)境加快了熱量散失,導致較高位置溫度降低。風速增大到1.5 m/s后,軸向溫度變化趨勢發(fā)生顯著變化,呈單調下降趨勢,表明油池火焰已經(jīng)發(fā)生傾斜,偏離了油池中心,與圖8中火焰中心剖面溫度分布情況一致。風速超過1.5 m/s后,軸向溫度單調降低的速率隨風速增大而增大。

圖9 不同風速下油池火軸向溫度分布Fig.9 Axial temperature distribution of pool fire under different wind speeds

有風環(huán)境下UDMH油池火橫向溫度也會發(fā)生顯著改變。圖10為距油池液面h=0.6 m、2 m處橫向溫度變化曲線。在距液面較近的0.6 m高處,當風速較低時,火焰還未發(fā)生大幅度傾斜,橫向溫度變化與無風時較一致;風速達到2 m/s后,火焰出現(xiàn)明顯傾斜,軸心處的溫度顯著降低,0.6 m高處軸心溫度由919.8 ℃下降至605.9 ℃,下風側溫度則逐漸升高,橫向溫度分布變?yōu)閱握{升高趨勢;風速達到4 m/s后,火焰大部分脫離油池范圍,不同位置處溫度明顯降低。在距離液面較遠的2 m高處,在風速作用下比0.6 m處溫度變化更明顯,風速為 1.5 m/s 風速時中心溫度由1 125.6 ℃下降至485.7 ℃,溫度分布為先升高后降低;風速增大后,橫向溫度同樣變?yōu)閱握{升高,但各點溫度值低于0.6 m處;風速達到4 m/s后,2 m高處橫向溫度維持在100 ℃不變,此時火焰已經(jīng)大部分貼附地面。

圖10 不同高度處油池火橫向溫度分布Fig.10 Radial temperature distribution of oil pool fire at different heights

2.2.3 輻射熱流密度

與溫度不同,圖11(a)給出的軸向輻射熱流密度在1～4 m/s風速作用下呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,與無風環(huán)境一致,軸向輻射熱流密度最大值隨風速增大逐漸降低。橫向輻射熱流密度分布受風速影響較大,如圖11(b)所示,風速較低為1～1.5 m/s 時距油池中心不同距離的輻射熱流密度較低,且隨著距離增加而逐漸降低;風速達到2～3 m/s 時,距油池中心3 m和5 m的位置由于火焰的傾斜輻射熱流密度增大,最高達到168.33 kW/m2;風速增大到4 m/s時,溫度場分布顯示火焰傾角進一步增大,火焰貼近地面,此時橫向輻射熱流密度分布趨勢變?yōu)橄壬吆蠼档?5 m處接受的熱通量升高到119.08 kW/m2,通過圖8中溫度場分布可以看出5 m位置位于火焰內部。

圖11 不同風速環(huán)境下輻射熱流密度變化規(guī)律Fig.11 Distribution of radiant heat flux under different wind speeds

3 工程關聯(lián)式

針對推進劑燃料在運輸、發(fā)射等任務剖面可能遭受的火災事故環(huán)境,需建立相應工程關聯(lián)式對UDMH火災事故的危險性進行理論預測,為火災蔓延的控制和救援提供理論指導[16]?；谏鲜鰯?shù)值模擬結果擬合得到適用于UDMH池火災的工程關聯(lián)式,如表3所示。

表3 UDMH池火災工程關聯(lián)式

表3所示火焰高度為采用間歇率的方法定義的平均火焰高度,將火焰間歇率I=0.5時對應的火焰高度值作為平均火焰高度,即在所有觀察次數(shù)中,火焰高度超過該高度值的次數(shù)占總觀察次數(shù)的一半。無風環(huán)境下,不同尺寸油池火的平均火焰高度分別為2.67、4.43、6.11、10.03、13.22 m。圖12給出了無量綱火焰高度的工程關聯(lián)式與模擬數(shù)據(jù)的對比結果,偏差為1.09%。

圖12 無量綱火焰高度與Fc2/3的關系Fig.12 Relation of dimensionless flame height to Fc2/3

圖13給出了有風環(huán)境下火焰高度和火焰傾角的工程關聯(lián)式與模擬數(shù)據(jù)的對比結果,偏差分別為4.23%和11.37%。不同環(huán)境風速下6 m UDMH池火的平均火焰高度分別為9.85、8.01、6.16、5.61、4.23 m。圖14給出了無風環(huán)境下橫向輻射熱流密度的工程關聯(lián)式與模擬數(shù)據(jù)的對比結果,偏差為14.75%。由此可知本文所建立的工程關聯(lián)式可以對UDMH池火災的熱動力學特性進行較好預測。

圖13 無量綱火焰高度及火焰傾角與U的關系Fig.13 Relationship between flame height and flame inclination angle and U

圖14 6 m油池火橫向輻射熱流密度變化Fig.14 Distribution of transverse radiant heat flux in 6 m pool fire

4 結論

(1)無風環(huán)境下1～9 m偏二甲肼油池火焰高度及溫度隨油池尺寸增大而增大;火焰軸向最高溫度從1 006.23 ℃逐漸增大到1 160.92 ℃,溫度最高點的位置逐漸遠離液面;橫向溫度在0.6 m高處呈先升高后降低趨勢,2 m高處則呈單調下降趨勢。

(2)有風環(huán)境下6 m偏二甲肼油池火焰高度隨風速的增大而逐漸減小,火焰傾角從0°逐漸增至82.3°,火焰整體逐漸貼近地面;軸向溫度分布在風速達到1.5 m/s后由先升高后降低變?yōu)閱握{下降,且風速越大下降速率越快,橫向溫度受風速影響中心溫度降低,下風側油池邊緣溫度升高。

(3)無風環(huán)境下,偏二甲肼軸向輻射熱流密度隨油池邊長增大由109.32 kW/m2增至266.85 kW/m2,橫向輻射熱流密度隨距離增大單調降低;有風環(huán)境下,隨風速增加同一位置軸向輻射熱流密度逐漸降低,但整體變化趨勢沒有改變,下風側輻射熱流密度由于火焰傾斜顯著增加。

(3)基于數(shù)值模擬結果擬合獲取偏二甲肼油池火的工程關聯(lián)式,可較好地預測無/有風環(huán)境下偏二甲肼池火災的火焰高度(偏差在4.23%以內)、火焰傾角(偏差在11.37%以內)以及距火焰不同距離處的輻射熱流密度(偏差在14.75%以內),可為液體推進劑火災事故應急響應提供理論參考。