异戊烷闪蒸喷雾喷嘴近场雾化与喷嘴内流动特性

刘 兵，宇文璋杰，杨 涛，朱栋清，王嘉丰，周致富

(1.中国航天科技集团有限公司四院401所，陕西 西安 710025；2.西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室，陕西 西安 710049)

在石油、化工等过程工业中，易燃易爆以及有毒有害的高压液体或者液化气体在生产、储存与运输过程中，经常由于压力容器或者管道破裂而引发剧烈的泄露事故.在容器或管道与环境之间巨大的压差作用下，喷出的液体快速失压变成极不稳定的过热状态，当液体的过热度来不及通过液相表面蒸发释放时，液体内部即会发生爆炸性破碎，产生大量细小液滴，并伴随着蒸汽的产生，形成剧烈的闪蒸喷雾.这类泄漏性事故的发生，会给工业生产和自然环境造成巨大的危害[1].

为评估以及减小此类泄露性事故造成的危害，欧盟从上世纪90年代开展了一系列研究，在实验室内用喷嘴形成闪蒸喷雾模拟泄露事故中发生的闪蒸喷雾，并采用激光测试技术测量闪蒸喷雾中的气液两相流中液滴动力学行为规律，使用的研究工质有危险化学物质丙烷、丁烷，也有模拟工质氟利昂等[2-6].Hervieu和Veneau[2]利用相位多普勒相位多普勒激光粒子分析仪(Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA)对丙烷在不同喷嘴内径与喷雾压力下闪蒸喷雾液滴直径与速度进行了测量，发现液滴直径分布范围为16 μm～42 μm，随喷嘴内径增加而变大，随压力增加而减小；液滴速度分布范围为15 m/s～45 m/s，随内径与压力增加均变大.在近喷嘴出口区域(<30 mm)，由于喷雾液滴浓度太大，导致PDPA测量非常困难.Allen[3,4]利用利用激光多普勒测速仪(Laser Doppler Velocimeter，LDV)和马尔文粒度仪对丙烷闪蒸喷雾液滴速度和直径进行了测量，LDV速度测量发现在喷雾中心轴线液滴速度首先随喷雾距离增加而缓慢增加，随后开始下降，不同喷雾截面液滴最大速度出现在中心位置，随径向距离增加而快速下降，截面速度无量纲化后具有自相似性，服从高斯分布.马尔文粒度仪对液滴直径测量结果表明，液滴直径数量分布为双峰分布形态，对应的液滴直径范围分别为0 μm～21.4 μm和21.4 μm～41.2 μm.Witlox等[6]应用相位多普勒测量仪(Phase Doppler Anemometry，PDA)对不同喷嘴内径与压力下丁烷闪蒸喷雾远离喷嘴出口40 cm区域液滴直径进行了测量，发现液滴平均直径范围在90 μm～200 μm之间，液滴直径随喷嘴内径增大而增大，随喷雾压力增大而变小.

图1 泄漏性事故闪蒸喷雾示意图

Yildiz等[5,7,8]以制冷剂R134a为模拟工质替代泄漏性事故中的危险工质，采用PDA研究了不同内径与压力R134a闪蒸喷雾液滴直径和速度分布，发现液滴SMD直径范围为100 μm～200 μm，液滴平均速度范围为30 m/s～50 m/s.Cai等[9]应用嵌入式热电偶研究了高温高压状态下水闪蒸喷雾场温度变化特性，发现流量是影响闪蒸区域大小的主要因素.Song等[10]对水闪蒸喷雾形态进行了可视化研究，并提出了一个幂函数用来表征闪蒸喷雾的膨胀区域.Guo等[11]研究了不同长径比喷嘴对R134a喷雾形态和速度的影响，发现喷雾膨胀锥角和速度变化规律基本相同.本课题组前期亦对低沸点制冷剂介质的闪蒸雾化做了深入研究，获得了R134a、R407C与R404A闪蒸雾化液滴直径、速度与温度分布规律[12-15].

上述研究大大加深了对易燃易爆碳氢化合物以及低沸点高挥发性制冷剂介质闪蒸喷雾液滴直径与速度分布特性的认识，但是也存在着一定局限.首先，喷嘴内流动状态及其对闪蒸雾化的影响甚少涉及，而喷嘴内流动通常对闪蒸雾化具有决定性的影响.其次，喷雾初始条件较为单一，初始参数尤其是喷雾压力与过热度对闪蒸雾化的作用程度认识还不充分.第三，喷嘴出口附近(<30 mm)浓密喷雾场的液滴信息缺乏，而此数据是决定远场喷雾特性以及喷雾预测的关键输入参数.基于以上考虑，本研究在前人研究的基础上，针对泄漏性事故引起的闪蒸喷雾气液两相流，在实验室内开展小规模的模拟泄漏实验研究，对多初始工况(喷雾压力与温度)易燃易爆碳氢化合物闪蒸喷雾前的喷嘴内流动状态、闪蒸喷雾后的雾化形态、喷雾近场与远场的液滴动力学与热特征等开展进一步的研究.本文主要讨论不同初始压力与过热度下异戊烷(Iso-pentane，C5H12)闪蒸喷雾喷嘴内流动与雾化形态的研究结果，探讨喷雾压力与过热度的对闪蒸喷雾影响规律，以及喷嘴内流对近场雾化的作用机制.

1 实验装置与测试方法

1.1 实验系统介绍

闪蒸喷雾喷嘴内流动与雾化实验系统如图2所示.主要由四部分构成：喷雾发生和控制系统、喷嘴内可视化研究段、雾场观测段与安全及辅助系统.通过高压氮气对大体积液体储罐(Large Container)加压，以及靠近喷嘴入口上游的可精确调控液体温度的小体积压力腔(T Controlling Vessel)，可实现对喷嘴入口处喷射压力与温度的精确调控，其最高可分别达10 MPa与150 ℃.应用高速摄像仪与显微成像系统对微小喷嘴内的气液两相流进行可视化观测，分别应用高速摄像(CCD)、相位多普勒粒子测试仪(PDPA)、微细热电偶等对雾化形态与液滴速度、直径与温度等进行可视化观察与定量测量.实验喷雾段全部置于透明的方形密闭腔内，腔体底部装有抽气系统，可实时将喷出的蒸气排出室内，防止蒸气聚集发生爆炸事故，确保实验的安全性.采用具有快速响应的电磁阀(Solenoid Valve，Nogren)控制喷雾的开启与关闭(响应时间小于6 ms)，尽量减小阀门开启或者关闭对闪蒸喷雾的影响，并实现对瞬态喷雾时间的精确控制.

图2 实验系统示意图

实验中用结构简单的透明石英玻璃圆柱形直管模拟泄漏破口，内径为0.6 mm，长度为40 mm.实验采用的闪蒸喷雾介质为异戊烷(Iso-pentane，C5H12)，常压下对应的饱和温度为27.8 ℃,是一种极易燃的无色透明的易挥发液体，其蒸气与空气可形成爆炸性混合物(爆炸下限与上限分别为1.4%～7.6%)，能够较好实现易燃易爆介质泄漏引起的闪蒸喷雾现象，此外其在工业中也具有重要应用.

1.2 可视化观测方法

实验采用背光法(Shadowgraph)对喷嘴内流动与雾化形态进行高速拍摄，即相机与光源处于同一轴线，拍摄对象位于相机与光源之间.实验所用高速摄像机(Fastcam SA-Z，Photron)全幅分辨率为1 024×1 024，此时对应的最大速度为20,000 fps，降低分辨率最高拍摄速度可达900,000 fps.具体拍摄时分辨率、曝光时间及帧频等摄制参数根据实验要求进行调整.拍摄时使用120 W的无频闪LED光源进行补光，通过改变光源距离和镜头光圈大小调整补光强度.采用OPTEM Tube显微放大镜头(125C Upper Module)可以对微细喷嘴内的流动实现较清晰的观测.拍摄参数为：速率为32 000帧/秒，曝光时间为1/4 032 000秒(约25 μs)，分辨率为896×728.

1.3 实验不确定度分析

本试验研究中，异戊烷闪蒸喷雾初始压力由微型防爆压力传感器(520.933S043401，Huba Control)测得，精度等级为±0.25%；初始温度由紧凑型热电阻PT100(YY-PL-RB-PT1-M6-1L43，Yongyang Sensors Technology)，测量精度为±0.25 ℃.

2 实验结果与讨论

2.1 闪蒸喷雾喷嘴内流动与雾化动态发展过程

图3展示了喷雾初始压力与温度为0.9 MPa与70 ℃时(对应的过热度为42.2 ℃)，异戊烷闪蒸喷雾喷嘴附近(5 mm)形态自喷雾开始至稳定的动态发展过程.由于电磁阀响应时间(约6 ms)和流体需流经电磁阀至喷嘴出口这段距离等原因，液体的喷出稍有滞后，触发信号发出约15 ms后有液体开始从喷嘴出口处喷出.开始阶段流量较小且由于液体与管路之间换热等因素的存在，喷雾开始初期工质的过热度在流出喷嘴前就有所释放，喷雾开始初期工质在较低速度、较低过热度作用下的破碎过程如图3(a)～图3(c)所示.随着喷雾的持续进行，入口压力上升与控温控压腔内压力趋近，液体流速流量显著增加，电磁阀与喷嘴之间的管路受液体加热后的温度上升且趋于稳定，大量过热液体自喷嘴喷出后发生剧烈的闪蒸雾化如图3(d)～图3(f)所示.实验中发现，大部分温度和压力工况下喷雾在开始后可以迅速达到稳定，此时喷雾呈近似圆锥的对称形态，喷雾锥角稳定.

通过对图片的分析便可准确判断不同工况下闪蒸喷雾达到稳定的时间ts.实验中为减少偶然因素造成的误差，每个工况重复三次取平均.不同喷雾压力和温度下喷雾达到稳定的时间如图4所示，可以看出相同温度下随喷雾压力的增大，喷雾稳定时间ts逐渐减小，呈近似线性关系，温度较低时ts随压力增长下降的速率也较低；喷雾压力相同时温度越低达到稳定的时间也就越短.从图3喷雾瞬态发展过程分析中，得知当电磁阀打开时，高温高压液体流经冷喷嘴，会受到喷嘴的冷却作用，使得喷雾液体温度下降.而随着喷雾持续进行，喷嘴受到热流体的持续加热，温度升高，最终达到接近喷雾液体的初始温度.此时，流经喷嘴的液体温度恢复到初始温度，闪蒸喷雾由瞬态阶段进入稳定阶段.因此，初始温度越高，与喷嘴初始温度的差值越大，喷雾液体流经喷嘴从被冷却到恢复初始温度所需的时间越长，闪蒸喷雾对应的稳定时间越长.综上可知，在不影响雾化效果的前提下，采用高压低温的喷雾初参数可以实现闪蒸喷雾的快速稳定.

图3 闪蒸喷雾雾场动态发展过程(P0=0.9 MPa，T0=70 ℃，ΔTsh =42.2 ℃)

2.2 喷雾压力与过热度对雾化形态的影响

图5展示了喷雾压力为1.5 MPa时，不同喷雾初始温度对喷嘴附近雾化形态的影响，(a)T0=20 ℃，(b)T0=30 ℃，(c)T0=40 ℃，(d)T0=50 ℃，(e)T0=60 ℃与(f)T0=70 ℃.可以看出喷雾初始温度对雾化形态影响非常明显，在低温20 ℃时，液体喷出后无过热，稳态的过冷液体不发生闪蒸雾化，因此喷雾形态呈现单纯的液柱射流状；当温度升至30 ℃(略高于环境压力下的饱和温度)，在液柱射流与环境气相的交界面液体发生了部分破碎，产生较为明显的细小液滴，雾化锥角略增大；当进一步增加液体的过热度，液体闪蒸雾化效果更为明显，雾化锥角更大，液滴空间分布更为均匀，初温为50 ℃时发生了完全闪蒸雾化(Flare-flashing Atomization).之后进一步增加液体的过热度，雾化形态随过热度变化不明显.综上，喷雾初始温度在射流向闪蒸雾化转变的温度区间附近对液体雾化形态、膨胀程度与雾化方式上作用非常明显，而当达到完全闪蒸雾化后，进一步增加液体的过热度对雾化特征影响明显减弱.

图5 喷雾压力1.5 MPa时不同初始温度雾化形态比较

图6展示了喷雾温度为70 ℃时不同喷雾压力作用下异戊烷闪蒸喷雾喷嘴附近形态比较，压力分别为(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与(f)P0=3.0 MPa.由图可以看出，初温为70 ℃，不同压力下都发生了闪蒸雾化现象，但是压力对闪蒸雾化形态影响明显，主要体现在闪蒸破碎距离与径向膨胀程度(雾化锥角)两个方面.首先，在较低压力下0.6 MPa时，喷嘴出口处液体并没有立刻发生破碎，呈现圆柱状；之后向前推进一定距离后液体圆柱再开始膨胀扩张，在喷雾边缘发生了较为剧烈的破碎雾化，产生了大量细小液滴，另外从图像的对比度上也可以看出，此时喷雾圆锥中心部分与边缘处差别较为明显.当压力逐渐增加，可以看出雾化破碎点越接近喷嘴出口，0.9 MPa时即没有出现之前低压时未破碎的液柱形态，同时径向上破碎区域向喷雾中心延伸，产生了更多且分布更为均匀的细小液滴.其次在喷雾径向膨胀程度方面，雾化锥角随喷雾压力增加而增大，当压力增加至1.5 MPa后，过热液体在喷嘴出口处发生了近似球型的爆炸性破碎雾化，细小液滴几乎充满了整个拍摄区域，液滴浓度分布更为均匀，在整个雾化区域径向方向差别不明显.因此，较高的喷雾压力能够产生更好的闪蒸破碎雾化效果，过热液体沿径向膨胀更为剧烈，液滴浓度空间分布更为均匀.

图6 初始温度为70 ℃时不同喷雾压力下雾化形态比较

2.3 喷嘴内两相流动形态及其对雾化形态影响

图7展示了喷雾压力为0.6 MPa、初始温度70 ℃时异戊烷喷雾喷嘴内流动与近场喷雾的瞬态特性，可以看到出现了多个喷嘴内流型与雾化形态.管内流型有(a)全部单相流；(b)气泡生成但喷嘴出口单相流；(c)-(g)喷嘴出口两相流及其演变过程；(h)全部均匀泡状流.可以看出管内流对近场喷雾雾化具有及其重要影响，当为全部单向流时，喷嘴出口处雾化效果最弱，还保持着液柱形态，离开喷嘴一段距离后才开始雾化破碎；随着管内相变气泡生成并向喷嘴出口演变，雾化越来越剧烈，能够明显观察到喷嘴出口处气泡对液体的破碎作用，在喷嘴出口处液体即发生破碎雾化；当为全部均匀泡状流时，近场雾化效果最为剧烈，发生碗状膨胀破碎雾化，锥角与径向膨胀宽度均最大.

为了更清晰表达喷嘴内气液两相流型特征对异戊烷闪蒸喷雾近场雾化特性的影响，图8给出了异戊烷闪蒸喷雾典型波动过程中一段时间内(3.5 ms)喷嘴内气相面积所占喷管截面的比率(可近似为喷嘴内含气率)与喷嘴近场雾场面积与所在矩形区域整个面积的比率(可代表闪蒸雾化剧烈程度)随时间的动态演变过程.由图8可知，在500 μs到2 000 μs内，两条曲线呈现类似于正弦曲线波动发展，但是二者之间存在一个明显相位差(约1/4周期)，喷管内含气率峰值总是先于雾化峰值出现，说明喷嘴内气相对雾化的影响具有一定滞后性.结合图7，这种滞后性主要是因为当喷嘴内液体发生汽化时，需要一定时间演变，气液两相流才会流经喷嘴出口，对喷雾特性产生作用.因此，这种影响滞后性与喷嘴内汽化起始位置和流动速度有关.

3 结 论

本文搭建了模拟泄漏性事故小规模闪蒸喷雾实验台，以异戊烷为闪蒸喷雾介质，以内径为0.6 mm、长度为40 mm的透明圆柱形直管喷嘴为模拟喷口形成闪蒸喷雾，采用高速摄像仪与显微成像系统对闪蒸雾化形态与喷嘴内流动特性进行了高速可视化观测.喷雾处于发展阶段时其雾场形态和喷嘴内流动状态都处于剧烈变化之中，喷嘴内交替出现泡状流、不对称与锥状流等不同流型，雾化形态也随时间剧烈变化.总体上，喷嘴内汽化程度越高，喷嘴出口附近闪蒸雾化越剧烈.但是，喷嘴内气相含率对雾化剧烈程度作用具有一定滞后性，这种滞后性与喷嘴内汽化起始位置和流动速度有关.喷雾压力和初始温度对闪蒸雾化形态影响规律表现在：在达到完全闪蒸雾化之前，提高喷雾初温可以极大促进闪蒸雾化效果，之后温度变化对闪蒸雾化的影响急剧减弱.在相同过热度下，提高喷雾压力能够进一步加剧闪蒸雾化程度，在近喷嘴附近形成更大雾化锥角和径向膨胀宽度.