水幕对低温液体蒸气云稀释特性与介质的相关性研究

雷 刚 张登杨 魏健健 金 滔

(1 航天低温推进剂技术国家重点实验室 北京 100028)

(2 浙江大学制冷与低温研究所/浙江省制冷与低温技术重点实验室 杭州 310027)

1 引 言

低温液体如液化天然气(LNG)、液氢(LH2)、液氮(LN2)和液氧(LO2)等在航空航天、新能源、高效电子冷却和超导磁体等领域发挥着重要作用[1]。然而,低温液体在生产、运输、储存和使用过程中都存在一定的安全隐患,主要源于低温液体本身的物理化学性质,除了低温冷害和形成窒息环境外,部分液体泛溢后形成的蒸气在某些特定情况下会发生积聚而形成易燃易爆混合气体,会对周围人员和环境构成潜在的巨大威胁。因此,低温液体的泛溢扩散规律及其安全防护,成为低温液体应用领域的重要关注点[2]。

水幕作为一种简易、经济的气云控制措施,能促进蒸气云稀释,降低发生燃爆等危害的可能性。若发生池火灾或蒸气云意外点燃,水幕还可减弱热辐射对周边设施的危害[3]。为及时控制蒸气云的空间扩散,保证低温液体储罐的安全,前人已对水幕稀释气云过程开展了不少研究工作。1977 年,Martinsen等[4]对美国海岸警卫队小型LNG 泛溢实验进行了分析,发现在水幕作用下,下风向处的甲烷浓度明显降低,且降低程度与水幕流量相关。2001 年,Dandrieux等[5]开展了水幕稀释氯气扩散的小规模现场实验,发现水幕在距泄漏源4 m 处能将其浓度降低80%,而在10 m 处时水幕开启前后的氯气浓度没有明显改变。2009 年,Alirana[6]在德克萨斯A&M 大学布雷顿消防训练场进行了室外LNG 小规模泛溢实验,并使用水幕对产生的蒸气云进行稀释,结果表明:水幕稀释LNG 的作用过程主要包括动量交换和热量交换,水幕能大幅降低LNG 蒸气浓度,且采用锥形水幕效果更佳。2011 年,Olewski 等[7]采用有色烟雾开展水幕稀释气云的实验研究并进行模拟分析,结果表明水幕区附近的风速和风向改变对水幕稀释效果有较大影响。2013 年,Kim 等[8]对水幕稀释LNG 蒸气云的扩散过程进行了模拟,重点分析了水幕作用时的流场湍动能分布情况,结果表明蒸气云团的高湍动能区域分布范围越大时水幕表现出更好的稀释效果。而在液氢泛溢方面,由于其更高的危险性和安全条件限制,开展的实验较少,具有代表性的为美国国家航空航天局(NASA)[9]、德国材料监测协会(BAM)[10]和英国健康安全实验室(HSL)[11]开展的大规模开放空间泛溢实验,研究了液氢泛溢后的地面成池过程和氢蒸气云的大气扩散规律。

综上所述,现有对水幕稀释气体的研究主要以LNG 等重气为主,缺乏对液氢泛溢后水幕稀释氢气云团的研究和分析。然而,相比于LNG 等重气,液氢的分子量和温度都较低,形成的蒸气云密度更低、扩散性更强,其扩散行为以及与水幕的相互作用都与其他重气不同。在安装水幕用于液氢泛溢后的安全防护之前,需对水幕稀释氢气云团的过程进行深入分析。本文在回顾国内外相关研究成果的基础上,建立了水幕稀释蒸气云的三维CFD 数值模型,分析了液氢和LNG 的扩散规律以及水幕稀释特性,为水幕应用于液氢意外泛溢后的安全防护提供理论参考。

2 数值计算方法

2.1 物理模型和边界条件

图1 给出了水幕稀释低温蒸气云的物理模型。低温液体从储罐中释放到围堰内,通过与地面的热传导和与空气的对流换热等方式吸热形成蒸气,然后扩散到空气中,经过顺风向一定距离处的水幕时蒸气云得到进一步稀释。通过对蒸气云扩散范围和计算资源的综合考虑,最终选取计算域大小为80 m ×30 m ×40 m,如图2 所示。该计算域以地面为XY平面,围堰大小为10 m ×10 m ×0.4 m,坐标原点O 位于围堰右侧边缘的中点处。储罐底面设为质量流量进口边界条件,对于空气的速度进口,考虑到实际情况中由于地面粗糙度的存在,在高度上的速度轮廓近似为指数式分布。根据国标GB50009-2012《建筑结构荷载规范》[12],编写用户自定义函数(UDF)设置入口风剖面形式为:

图1 水幕稀释低温蒸气云物理模型示意图Fig.1 Schematic of physical model for cryogenic vapor cloud dispersing with water curtain

图2 水幕稀释低温蒸气云计算域示意图Fig.2 Schematic of computational domain for cryogenic vapor cloud dispersing with water curtain

式中:z0、z分别为标准参考高度和实际高度,m;u0、u分别为标准参考高度和实际高度处的平均水平风速,m/s;p为地面粗糙度指数(取p=0.1)。

2.2 数学模型

采用ICEM 对计算域进行结构化网格划分,经过网格独立性验证,采用的网格总体数目为526 540。采用组分运输模型和Realizablek-ε湍流模型,编写UDF 定义入口风剖面,通过Fluent 18.0 计算气云扩散过程。采用离散相模型描述水幕液滴和气云之间的动量和热量传递规律。基本控制方程为:

连续性方程:

动量方程:

能量方程:

组分运输方程:

式中:ρ为密度,kg/m3;υ为速度,m/s;P为压力,Pa;T为温度,K;λ为有效导热系数,W/(m·K);cP为等压比热容,J/(kg·K);SE为体积热源,J/m3;Yi为体积分数;-Ji为扩散项;Ri为组分的化学反应产生速率;Si为源项对应的产生速率。

如果用Ø表示通用变量,则上述各控制方程都可以表示成以下通用形式:

式中:Ø为因变量(如动量、温度或组分等),表示在空间中沿着各个方向相同概率的扩散;Γ为广义扩散系数;S为广义源项。

图3 蒸气物性随温度变化Fig.3 Variation of vapor properties with temperature

由数量级分析的方法得:

式中:τ和l分别表示时间和长度尺度。

当时间给定时,通用变量Ø扩散的距离l为:

图3b 显示,氢气的运动粘度和热扩散系数在不同温度时都高于甲烷,且氢气在空气中的扩散系数为0.61 cm2/s,约为甲烷的4 倍。由式(9)可知,在同样时间内,氢气扩散时通用变量Ø扩散的距离l更大,即能量、质量和动量等的扩散速率都更快,发生泛溢后在有/无水幕工况时氢气和天然气的扩散行为也可能不同。

气相与液相之间的滑移速度采用Mikko 等人提出的关系式,相之间的传质速率由Lee 模型预测,该模型已广泛用于流动沸腾和冷凝条件。

蒸发过程:

冷凝过程:

式中:和分别为蒸发和冷凝速率,kg/s;r为经验系数,取为0.5;ρl和ρg分别为液相和气相密度,kg/m3;αl和αv分别为液相和气相的体积分数;Tsat为流体在相应压力下的饱和温度,K;Tl和Tg分别为气相和液相温度,K。

对湍流进行计算时采用Realizablek-ε模型,与标准k-ε模型相比,它包含湍流粘性的替代公式,并基于均方涡波动的输送方程修正了扩散率输送方程,适于预测涉及旋转、强逆压梯度下的边界层,分离和回流等流动过程,且已广泛应用于障碍物存在下的气体扩散模拟。

对于水幕液滴与蒸气云之间的相互作用,未考虑液滴的破碎、碰撞、蒸发和聚结,采用离散相模型对液滴进行了模拟,通过拉格朗日方法将离散相的解与连续相的解耦合。此该过程中仅考虑两相之间的动量和热交换,未考虑液滴和蒸气云之间的质量传递。在拉格朗日坐标系中,采用液滴作用力微分方程来求解离散相液滴的轨道,液滴作用力平衡方程的形式如下:

式中:FD为单位质量流速上的阻力系数;u和up分别为气相速度和液滴速度,m/s。

根据液滴热平衡方程,预测液滴温度的变化表达式如下:

式中:mp为液滴质量,kg;cPp为液滴的等压比热容,J/(kg·K);T∞和Tp分别为气相和颗粒温度,K;h∞为对流传热系数,W/(m2·K);Ap为液滴的表面积,m2。

在计算液滴的力平衡和与蒸气之间的换热时,泛溢介质的不同也将导致液滴行为的差异。式(12)中液滴受力与蒸气速度和蒸气密度密切相关,其阻力系数FD也受蒸气粘度μf的影响;式(13)中描述液滴能量变化时其温度变化快慢取决于液滴和蒸气之间的温差和对流传热系数h∞,而h∞也与蒸气比热容、粘度和导热系数相关。因此,当液氢和LNG 泛溢后,由于形成蒸气物性的差异将在一定程度上对水幕液滴的运动和传热过程造成影响,从而影响水幕稀释特性。

2.3 模型验证

在先前的工作中,预测LNG 泛溢扩散的数值模型已通过与美国MKOPSC 实验的比较进行了验证[13],分析了水幕参数对LNG 蒸气云扩散的影响,为水幕在LNG 罐区的合理布置提供指导。此外,预测液氢泛溢后氢气云团扩散行为的数值模型也已进行验证[14],并对围堰的作用进行了分析,发现在泄漏源周围建造围堰可将液氢限制在围堰内,阻碍其进一步扩展,但对可燃氢气云的总体扩散影响不明显,且延长了蒸发时间和气云扩散出危险范围的时间。由于目前缺乏对水幕稀释氢气云团的分析,而LNG 蒸气云和氢气云团在物性、安全性等方面都有很大的差别,在有/无水幕工况时的扩散行为也存在较大差异。接下来将对液氢泛溢后水幕作用下的氢气云团扩散特性进行模拟与分析,并考察水幕在不同泛溢介质时稀释特性的差异,用以指导水幕应用于液氢泛溢后的安全防护。

3 结果分析

由于液氢的易汽化性以及气氢的低密度和高扩散性,当使用水幕控制液氢泛溢后形成的蒸气云时,相同工况下水幕对氢气云团的稀释效果也可能与LNG 蒸气云不同,需进一步分析水幕应用于液氢泛溢后的防护作用。因此,接下来对有/无水幕工况下的液氢和LNG 泛溢后的蒸气云扩散行为进行了模拟,比较其可燃云的扩展范围变化,并分析水幕稀释特性在不同泛溢介质时表现出来的差异。

3.1 无水幕工况

在泛溢速率为0.5 kg/s 和参考风速为2.2 m/s的工况下,对液氢和LNG 泛溢后的自然扩散过程分别进行了模拟计算。不同时刻对称面上的氢气浓度分布云图如图4 所示。泛溢发生后,随着时间的推进,氢气云团不断向高度方向和顺风向上扩展;在某一时刻之后,氢气云团的浓度分布和空间扩展基本不随时间变化,达到平衡状态,如18 s 和24 s 时的氢气浓度分布云图所示。

图4 不同时刻对称面上氢气浓度分布云图Fig.4 Hydrogen concentration contours on symmetry plane at different times

图5 为可燃氢气云团(4%浓度)和LNG 可燃气云(5%浓度)的扩展范围随时间的变化情况。从图中可以发现,随着氢气云团的扩散,其扩展长度、分离距离和高度都不断增大,在约23 s 之后,就基本保持不变,视为达到平衡状态。此时,其长度、分离距离和高度分别为31.5 m、30.2 m 和4.4 m,这与图4 呈现的规律相似。这是因为随着气云的空间扩展,气云体积不断增大,导致云团整体的氢气浓度降低,与周围空气间浓度差的减小意味着单位面积内的扩散能力减弱。另一方面,氢气云团在横风向、顺风向和高度方向上的扩展也增大了云团与周围空气之间的接触面积,这意味着单位浓度差时气云稀释能力的增强。因此,在液氢的泛溢速率恒定时,氢气云团的扩展将会在某一时刻后达到平衡状态,该状态下氢气云团的空间扩展范围和浓度分布都不再随时间变化。在相同工况下也对LNG 的连续泛溢过程进行了模拟,其可燃气云的扩展距离范围变化规律与LH2相似,都逐渐增大随后保持不变(图5)。但达到平衡态时的LNG 可燃气云的长度、分离距离和高度分别为12.5 m、11.3 m 和1.8 m,都较LH2泛溢时更小,且LNG 泛溢后达到平衡态所需的时间更短,约为18 s。可见,连续泛溢条件下,无水幕工况时LH2泛溢形成可燃气云的范围和达到平衡态的时间都大于LNG 泛溢时的情况,其危险性更高。

图5 液氢和LNG 可燃气云范围变化Fig.5 Evolution of expansion distance for flammable cloud of LH2 and LNG

3.2 有水幕工况

在对水幕稀释氢气云团的过程进行模拟时,采用MKOPSC 实验中使用的圆锥形喷嘴TF48 NN,其流量和喷嘴尖端的动量率(Momentum rate)与压力的关系如图6 所示[6]。

图6 喷嘴TF48 NN 的流量和动量率随压力变化Fig.6 Variation of nozzle flow rate and momentum rate with pressure for TF48 NN

液氢泛溢后形成的氢气云团为轻质气体,当使用水幕控制蒸气云时,相同工况下水幕对氢气云团的稀释效果也可能与LNG 等重气不同。为比较水幕在不同泛溢介质时的稀释特性,在泛溢速率为0.5 kg/s和参考风速为2.2 m/s 的工况下,对液氢和LNG 的扩散过程及水幕稀释过程都进行了模拟计算,水幕位于x=2 m 处。图7 分别给出了LNG 和液氢泛溢时水幕开启前后的蒸气浓度分布,可见在两种工质泛溢后通过开启水幕的方式都能将蒸气云向高度方向上推动,同时缩短蒸气云与地面之间的分离距离。但在水幕开启前后两种工质泛溢形成的蒸气云浓度分布都不同,为便于分析水幕对蒸气云的稀释能力,定义水幕稀释效率η为:

图7 水幕开启前后对称面上蒸气浓度分布云图Fig.7 Vapor concentration contours on symmetry plane with or without water curtain

式中:CW表示有水幕时的蒸气云体积浓度,CW/O表示无水幕时的蒸气云体积浓度。

图8 显示了不同泛溢介质时,在地面处以及地面以上0.6 m 高度处的水幕稀释效率随下风向距离的变化情况。在地面处,当泛溢介质为LNG 时的水幕稀释效率在不同下风向距离处都高于液氢,而在地面以上0.6 m 高度处,泛溢介质为LNG 时的水幕稀释效率在下风向距离约4 m 之前为负值,且远低于液氢,而在较远处(4 m 之后)LNG 泛溢时的稀释效率又高于了液氢。这主要是由于水幕推动地面附近的LNG 蒸气云向上运动造成的,该行为使得水幕后方附近较高位置处的蒸气浓度大幅升高。而对于液氢蒸气云,其密度更低,在空气中的扩散速率更快,地面附近并没有聚集较高浓度的氢气,水幕的存在并不会引起地面以上0.6 m 高度处氢气浓度的大幅变化。因此,在水幕位置(x=2 m)附近,泛溢介质为液氢时的水幕稀释效率也为负值,但远高于LNG,并未出现类似于LNG 泛溢时的深V 形。

图8 不同泛溢介质时水幕稀释效率在不同高度上的表现Fig.8 Performance of water curtain dilution efficiency at different heights with different leaking substances

为进一步比较不同泛溢介质时水幕对蒸气云扩展范围的影响,表1 列出了云团扩散达到平衡态时有/无水幕工况下的可燃气云尺寸变化。由表可见,当泛溢介质分别为液氢和LNG 时,由于水幕的存在,可燃气云在高度方向上的扩展范围都会增大。当泛溢介质为LNG 时,最大高度由1.7 m 升高到3.9 m,升高比例为130%;当泛溢介质为液氢时,最大高度由4.4 m 升高到8.2 m,升高比例为86%。对于两种泛溢介质,水幕都能缩短可燃气云的最大顺风向距离和分离距离,但缩短比例有所不同。当泛溢介质为液氢时,水幕作用下的可燃气云最大顺风距离和分离距离分别缩短了5%和32%,而当泛溢介质为LNG 时,其缩短比例则分别为29%和58%,均低于LNG。可见,水幕对LNG 泛溢扩散具有更高的稀释效率,且在对可燃气云顺风向上的扩散范围进行控制时,水幕在稀释LNG 泛溢扩散时也表现更佳。因此,当水幕用于稀释液氢泛溢后形成的氢气云团时,需提高水幕的流量,以达到与LNG 泛溢时相同的稀释效果。

表1 不同泛溢介质时水幕对可燃气云形状的影响Table 1 Influence of water curtain on flammable vapor cloud shape at different leaking substances

4 结 论

采用CFD 软件Fluent 18.0 对液氢和LNG 的泛溢扩散过程和水幕稀释过程进行了模拟分析。结果表明,液氢和LNG 在连续泛溢时可燃气云的浓度分布都会达到平衡状态,其扩展范围先随时间的推移逐渐扩大,一段时间后则基本保持不变。液氢泛溢时可燃气云到达平衡态时的扩展范围和所需时间则都大于LNG。研究中着重比较了液氢和LNG 泛溢时水幕稀释特性的差异。在降低蒸气云浓度方面,当LNG泛溢扩散时,水幕在地面以及地面上方区域表现出比液氢泛溢扩散更高的稀释效率;在对可燃气云顺风向上的扩散范围进行控制时,水幕在LNG 泛溢时能将可燃气云的最大顺风距离和分离距离分别缩短29%和53%,都优于液氢泛溢时的5%和32%。