海洋石油平台火炬辐射及水幕隔热特征分析

刘 欣，张 龙，夏振炎，焦 魁，杜 青,

(1.天津大学内燃机研究所，天津 300072；2.天津大学机械工程学院，天津 300072；3.天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

海洋石油平台火炬辐射及水幕隔热特征分析

刘 欣1，张 龙1，夏振炎2，焦 魁3，杜 青1,3

(1.天津大学内燃机研究所，天津 300072；2.天津大学机械工程学院，天津 300072；3.天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

基于海洋石油平台系统特征，比较分析了火炬系统的两种热辐射模型，建立了适用于水幕系统的两通量隔热模型．通过实验数据对比，验证了模型的适用性．结果表明，Thornton辐射模型比API RP 521标准中的方法更为合理；雾场特性参数对水幕系统的隔热效果有着很大的影响，水幕透射率随着液滴出口压力的增大而逐渐减小，但影响幅度逐渐减少．基于该模型所得到的实际海洋石油平台的火炬辐射水幕隔热系统的设计证明了该模型具有较好的合理性及较强的工程适用性．

火炬系统；热辐射模型；透射率；隔热模型；水幕系统

在海洋石油平台进行开采作业时，往往伴随有天然气的排出．为保护周边生态环境，这些气体不能直接排到大气中，通常需要进行燃烧处理，这就是海洋石油平台的火炬系统．由于火炬系统排出的气体速度高、流量大，而且火炬喷射温度很高，因而必须针对海洋石油平台的火炬系统进行辐射保护．目前最常用的技术方案是在火炬与平台之间设置喷淋系统，即水幕系统，以实现对火炬系统的良好隔热．显然，对火炬燃烧火焰的形貌和辐射特征以及水幕系统的隔热特性进行深入分析，是实现高效、高可靠性、低成本的水幕系统设计及优化的前提．

目前对火炬辐射特性的计算，通常采用美国石油学会 API RP 521的标准规范[1]推荐的方法．然而该方法在分析火焰辐射特征及规律时，采用单点源模型．实验结果表明，单点源模型与实际海洋石油平台的火炬系统热辐射特征有比较大的出入[2]，基于单点源模型所设计的火炬水幕系统往往不能实现结构及性能的优化．

另外，就火炬辐射及水幕系统隔热这一物理现象而言，水幕系统中液滴衰减热辐射的过程十分复杂．Coppalle等[3]和Berour等[4]对粒径在50,µm以下的液滴进行了深入研究，考虑了导热、对流换热和热辐射 3种传热方式，使模拟结果非常接近真实值．然而在海洋石油平台等工程应用时，水幕系统的粒径大都高于 50,µm，使上述方法的适用性遇到了较大的挑战．近年来，国内对水幕系统的灭火和防辐射等方面也进行了研究和探讨．实验研究方面，蔡志刚等[5]利用DPIV技术测量了水幕流场特性，并通过小尺度热态实验研究了水幕的隔热性能．在理论研究方面，魏东等[6]初步得到了一些水幕特性参数对热辐射透射率的影响．然而，上述研究对于某些重要参数，例如水的载荷强度等并未给出具有普适意义的计算模型，使该方法应用于实际水幕系统设计时，需要进行大量的实验修正，制约了该方案在工程上的广泛应用．

本文基于对海上石油平台火炬辐射特征和水幕系统隔热特征的分析，选用了更为符合实际的火炬辐射固体火焰模型，并建立了水幕衰减热辐射的两通量模型．实验结果表明，利用该模型可以给出较好的水幕系统设计方案，可以应用于海上石油平台火炬辐射水幕系统的实际工程设计及优化中．

1 火炬辐射模型

高压射流从火炬系统中喷出，被点燃后形成喷射火．目前，计算热辐射的经典数学模型主要有单点源模型、多点源模型和固体火焰模型．本文采用平截头圆锥体Thornton模型描述喷射火辐射强度和形貌．

1.1 辐射强度的计算

火炬进行燃烧时，其燃烧火焰几乎在喷射扩散区的外层，周围目标会接受到强烈的热辐射作用．对于海洋石油平台的天然气燃烧，其目标所受辐射强度为

式中：K为热辐射强度；α 为空气透射率；F为热辐射系数，对于天然气，取值 0.2；Q为燃烧放热量；D为至火焰中心点的距离；ξ 为燃烧效率；W为天然气的流量；ΔQ为天然气的低热值；H为空气相对湿度．

1.2 喷射火焰几何尺寸的计算

采用 Thornton模型描述喷射火的几何形状．模型基于喷射火形状为平截头圆锥体的假定[7]，描述其射流火焰形状的主要参数(喷射火倾斜角、喷射火长度和喷射火锥体长度等)，图 1所示为有风条件下的火焰形状．

图1 火焰形状示意Fig.1 Schematic diagram of flame shape

图 1中，L0为喷射火长度(GF)，L1为喷射火锥体长度(EF)，γ为火炬轴线与喷射火锥体长度的夹角，L2为火焰抬升高度(EG)．各参数的计算方法如式(4)～(9)所示．

式中：uw为风速；θ为火炬轴线与风向的夹角；ω为风速与射流速度之比；Ri(L0)为理查森数．

通过对火焰几何尺寸的计算，可以得到辐射距离

其中

式中：Lw为等效火焰半径；l0为受辐射点距火炬顶点的距离．

1.3 模型分析

图2所示为在90°风向的条件下，火炬泄放量为4×105,m3天然气，在不同风速下用 Thornton模型和API RP 521标准以及较高精确度的Flaresim所得到的 3条等效火焰半径 Lw与风速的关系曲线．可以看出，随着风速的增加，Lw逐渐减小并逐渐趋于平缓，整体特征呈现出指数变化规律．与API RP 521标准方法相比较，Thornton模型得到的 Lw值偏大，并且随着风速的增加差距逐渐减小．通过与计算较为复杂但具有较高精确度的Flaresim计算结果比较，依据Thornton模型所得到的曲线更接近于 Flaresim所给出的结果曲线，表明 Thornton模型可能比 API单点源模型更加合理．由图 2还可以看到，根据 API RP 521标准计算得到的辐射半径过小，这显然是由于对火焰形状所进行的假设过高估计了火炬的辐射值造成的．此种模型应用于海洋石油平台时，无疑会增加系统成本．

图2 等效火焰半径Lw与风速的关系Fig.2 Relationship between equivalent flame radius and wind speed

2 水幕系统的隔热模型

2.1 两通量模型

对于海洋平台火炬系统，其热辐射强度等同于同等温度下的黑体辐射，而且其火炬燃烧温度一般在2,500,K，根据Mie散射理论，可知大部分辐射能量集中分布在与入射方向平行的方位上．因此，在分析辐射的传输时，可忽略水幕与周围空气交界处发生轻微的对流换热和水滴的气态蒸发作用[8]，只考虑起决定性作用水雾散射效果，即两通量模型．

Mie散射理论是粒子散射的常用数学模型，在处理波长量级粒子散射的问题上有很好的精度[9]．该理论需要求解球形介质在麦克斯韦方程组下的解析解，求解本身很复杂，牵扯复杂的贝塞尔无穷级数的计算，应用该理论计算水滴粒子的辐射吸收特性相当复杂，容易出现解的不稳定．所以在应用两通量隔热模型计算单颗粒的吸收散射特性参数时，需要对此进行简化．

一般来说，液滴的衰减热辐射率是波长λ、复折射率和粒径的函数．在给定方向上，透射率[9]为

式中：τ为透射率；I为辐射强度；l为雾场厚度；Di为液滴i的直径；Qext为消光系数；ni为单位体积的液滴数；η为隔热效率．

文献[6]采用不同的波长为特征点进行计算，证明了衰减辐射热的特性和规律随着波长的变化不大．由于海上采油平台的火炬燃烧温度较高，根据黑体辐射特性，可以认为99.8%的辐射能量集中在0～20,µm的波长范围里．Godoy等[10]研究发现，对于粒径大于50,µm 的球形液滴，其消光系数大约为 2，并且其误差不会超过5%．因此，在工程计算时，认为有效的液滴防辐射长度区域内，液滴在有效计算空间内均匀分布，并且用SMD作为其平均直径显然是合理的．

2.2 水幕载荷强度的计算

水从喷嘴喷出，其流动的外部结构是典型的圆形湍动射流，其中，未受到外界空气卷吸影响而保持原来出口流速的中心部分称为核心区，之后的部分称为发展区．从出口至核心区末端的部分为起始段，湍动充分发展以后的部分为主体段，主体段与起始段之间为过渡段．过渡段一般较短，分析中可以忽略．喷雾系统的工作段在主体段，因此外部雾化特性分析主要针对主体段．

圆形射流虽然没有固体壁面，但可以用边界层微分方程求解．设射流的中心轴为 x轴，径向距离为r．射流的速度用u来表示，其中ux和 ur分别表示轴向和径向流速．根据在圆柱坐标下的微分方程及连续性方程，可得到各断面上的流速分布[11]为

式中：um为轴向距离为x时的轴心速度；u0为水的出口速度；d0为喷嘴直径；x为距离喷嘴的轴向距离．

对全流场进行积分求解，求出平均速度，并求得水幕载荷强度为

2.3 液滴粒径的计算

对于水幕系统喷嘴粒径的计算，一般采用Jasuja[12]归纳出来的离心式喷嘴雾化参数 SMD的经验公式，适用于加压雾化离心式喷嘴，符合工程设计的要求．具体的液滴粒径为

式中：σ为水的表面张力；υ为水的运动黏度；A为出口截面积；Cd为流量系数．

2.4 模型分析

对于水幕系统的隔热效果表述，其关键参数就是透射率和隔热效率．水幕系统的隔热效果越好，透射率越小，隔热效率越高．

图 3给出了雾场隔热效率的实验值与在相同实验条件下本文模型预测值的比较，其中实验值为文献[5]中的实测值．从图中可以看出，模拟值与测量值具有相似的变化趋势．随着雾场厚度增加，阻隔效率提高，水幕系统的隔热效率随雾场厚度的变化呈指数变化．图3中的模拟值相对于实验值而言，随雾场厚度变化更为剧烈，这可能是由于两通量模型的计算中，文献[10]所推荐的消光系数，对于小粒径是比较合适的，对于较大的粒径则有些偏大．在图3中直观地体现出雾场厚度较小时，模拟值比实验值偏小，雾场厚度较大时，模拟值基本吻合实验值，这种误差导致了模拟值的变化更为剧烈．另外，水滴的蒸发和其表面轻微的对流换热，在雾场厚度较小时也占据了一定的隔热比重，导致这种趋势更加明显．但是在正常工作范围内模拟值和实验值最大误差范围在 20%以内，证明了模型的可靠性，即可以满足工程需求．

图3 隔热效率模拟值与实验值的比较Fig.3 Comparison between numerical predictions and the experimental data for thermal shielding efficiency

图 4所示为在载荷强度为 100,g/m3时，在不同的雾场厚度条件下，透射率随水滴粒径的变化关系．从图中可以看出，在荷载强度一定的情况下，随着水滴粒径的增大和雾场厚度的减小，其透射率也逐渐增大，即隔热效果变差，且变化趋势呈指数规律.因此，减小雾场的水滴粒径和增加雾场厚度有助于隔热降辐射．其中，当粒径小于200,µm时，可以对辐射热完全遮挡，而在粒径小于 500,µm 时，隔热效果同样十分明显，超过500,µm以后，曲线趋于平缓．因此在实际应用中，加压使得雾滴粒径到达这一范围，隔热效果比较令人满意．

图5为在粒径 500,µm时，在不同雾场厚度的条件下，透射率随雾场载荷强度的变化关系．从图中可以看出，在雾滴粒径一定的情况下，随着雾场载荷强度和雾场厚度的增大，透射率也逐渐减小，隔热效果增强．因此，减小水滴粒径、增大雾场厚度和加大载荷强度，都有助于隔热降辐射．在工程实际应用时，则是需要增加供水压力以及优化喷嘴，提高水流量，减小粒径，达到良好的隔热效果．

图5 透射率随载荷强度的变化关系Fig.5 Relationship between transmissivity and load density

3 应用实例

渤海某一石油平台，在标准大气环境下，火炬泄放量为 4×105m3天然气，火炬系统的臂长为 25,m，天然气的出口直径为 0.4,m．衰减辐射的防护喷嘴选用 PNR公司的 EPW4412型和 CAY3490型两种喷嘴．

图 6所示为泄放量 4×105m3天然气的工况下，在没有任何防护措施时，不同风速条件下，热辐射量随着辐射距离的关系曲线，距离分别选取 5,m、10,m、15,m、20,m、25,m、30,m、35,m、40,m、45,m、50,m．由图中可以看出，在各种风速条件下，热辐射量随着辐射距离的增加而呈指数形式减小；并且随着风速的增加，在同一辐射点的热辐射量也增加，但随着辐射距离的增大，这种差距在减小，这容易从式(1)和图2中得到解释．

图6 热辐射量与辐射距离的变化关系Fig.6 Relationship between thermal radiation and radiation distance

石油平台的火炬臂长为25,m，而25,m处在热辐射量最小的无风速条件下，也达到了 2,332.7,W/m2，大于热辐射量的安全界限 786,W/m2，所以必须安装水幕系统以达到衰减辐射的目的．

表1和表2分别为EPW4412型和CAY3490型两种喷嘴在不同工况下的雾化特性．其中，EPW4412型喷嘴为压力式雾化喷嘴，在工况范围内能够提供120°的喷雾锥角；CAY3490型喷嘴为多孔式实心圆锥形喷嘴，在工况范围内能提供 130°的喷雾锥角，相对于 EPW4412喷嘴，该喷嘴能提供更好的雾化效果，但是流量却较小．

表1 EPW4412型喷嘴雾化特性与喷嘴压力的关系Tab.1 Relationship between atomization characteristics and nozzle pressure(Nozzle EPW4412)

表2 CAY3490型喷嘴雾化特性与喷嘴压力的关系Tab.2 Relationship between atomization characteristics and nozzle pressure(Nozzle CAY3490)

图7所示为EPW4412和CAY3490两种喷嘴，在不同的工况下透射率随喷嘴压力的变化规律．图 8和图9所示为EPW4412和CAY3490两种喷嘴，在不同的工况和风速条件下，热辐射量在辐射距离25,m处的变化规律．

从图中可以看到，两种喷嘴在工作允许的范围内，都可以小于热辐射量的安全界限 786,W/m2．其中，EPW4412的隔热效果要优于 CAY3490，这是由于 EPW4412是大流量喷嘴，在相同的泵压下，其出口流量要显著高于CAY3490．另外，随着压力的加大，透射率减小的幅度逐渐趋于平缓．因此与传统水幕不同，在海洋石油平台这种特殊的装置上，由于水资源是天然的，不会造成水渍灾害和水资源浪费，在合理的成本下，并结合火炬辐射的具体情况，选用较大流量的喷嘴，并且需要根据实际在达到所要求的粒径范围的前提下，适当对喷射压力进行调节和优化，不能一味增大喷嘴压力，造成泵压负担．

图7 透射率随喷嘴压力的变化关系Fig.7 Relationship between transmissivity and nozzlepressure

图8 EPW4412型喷嘴热辐射量和喷嘴压力的关系Fig.8 Relationship between thermal radiation and nozzle pressure(Nozzle EPW4412)

图9 CAY3490型喷嘴热辐射量和喷嘴压力的关系Fig.9 Relationship between thermal radiation and nozzle pressure(Nozzle CAY3490)

4 结 论

(1) 辐射模型考虑了空气透射率，并采用Thornton模型来描述喷射火焰的几何形状．经过与API RP 521标准进行比对，证明Thornton模型更加合理．火焰等效半径会随着风速的增加呈指数形式递减．

(2) 在没有任何隔热措施的情况下，热辐射量随着辐射距离的增加而减小，并且减小的趋势变缓．随着风速的增加，在同一辐射点的热辐射量也增加，但随着辐射距离的增大这种差距减小．

(3) 隔热模型计算结果表明，增加雾场载荷强度、减小水滴粒径，透射率会呈指数形式减小．

(4) 热辐射的透射率随着压力的加大而减小，但其减小的幅度逐渐趋于平缓．工程应用实例表明，喷嘴的压力和流量需要在满足粒径要求的前提下进行适度调节，以实现最佳的隔热效果．

［1］ American Petroleum Institute. ANSI/API Standard 521—2007 Pressure-Relieving and Depressuring Systems [S]. 5th ed. 2007.

［2］ Chamberlain G A. Development in design methods for prediction thermal radiation from flares[J]. Chem Eng Res Des，1987，65(4)：235-239.

［3］ Coppalle A，Nedelka D，Bauer B. Fire protection：Water curtains[J]. Fire Safety Journal，1993，20(3)：131-141.

［4］ Berour N，Lacroix D，Boulet P，et al. Radiative and conductive heat transfer in a nongrey semitransparent medium：Application to fire protection curtains[J]. Journal of Quantitative Spectroscopy and Radiative Transfer，2004，86(1)：9-30.

［5］ 蔡志刚，李辉亮，陈吕义，等. 水幕流场特性诊断与隔热性能的实验研究[J]. 火灾科学，2004，13(4)：224-230.

Cai Zhigang，Li Huiliang，Chen Lüyi，et al. Experimental studies on f1ow field diagnosis and thermal radiation blockage of water curtain[J]. Fire Safety Science，2004，13(4)：224-230(in Chinese).

［6］ 魏 东，梁 强. 消防水幕衰减火灾辐射热的理论研究[J]. 中国安全科学学报，2008，18(10)：75-81.

Wei Dong，Liang Qiang. Theoretical study on fire radiation attenuation with water curtain[J]. China Safety Science Journal，2008，18(10)：75-81(in Chinese).

［7］ 姜巍巍，李 奇，李俊杰. 喷射火及其热辐射影响评价模型介绍[J]. 石油化工安全环保技术，2007，23(1)：33-36.

Jiang Weiwei，Li Qi，Li Junjie. The introduction of the jet fire and its thermal radiation impact assessment model[J]. Petrochemical Safety and Environmental Protection Technology，2007，23(1)：33-36(in Chinese).

［8］ Buchlin J M. Thermal shielding by water spray curtain[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2005，18(4/5/6)：423-432.

［9］ Widmann J F，Duchez J. The effect of water sprays on fire fighter thermal imagers[J]. Fire Safety Journal，2004，39(3)：217-238.

［10］ Godoy W F，DesJardin P E. Efficient transmission calculations for polydisperse water sprays using spectral scaling[J]. Journal of Quantitative Spectroscopy and Radiative Transfer，2007，108(3)：440-453.

［11］ 唐晓寅. 工程流体力学[M]. 重庆：重庆大学出版社，2007.

Tang Xiaoyin. Engineering Fluid Mechanics[M]. Chongqing：Chongqing University Press，2007(in Chinese).

［12］ Jasuja A K. Atomization of crude and residual fuel oils[J]. Eng Power，1979，101(2)：250-258.

(责任编辑：金顺爱)

Analysis of Flare Radiation Characteristics of Offshore Oil Platform and Thermal Shielding Properties of Water Curtain System

Liu Xin1，Zhang Long1，Xia Zhenyan2，Jiao Kui3，Du Qing1,3
(1. Internal Combustion Research Institute，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

This paper compares and analyses the different thermal radiation models of flare system based on the characteristics of offshore platform. Moreover a dual-flux model is developed with the significant fire radiation attenuation effects of water curtain being considered. And it was validated through a comparison with experimental results. The results reveal that compared with the method recommended by standard API RP 521，the results obtained by the Thornton model is more reasonable. The characteristics of water curtain have a great influence on the thermal shielding system. The radiation transmissivity decreases with the increment of water injection pressure，and the impact amplitude gradually reduces. A real design of an actual offshore oil platform radiation and thermal shielding system proves that the model can be acceptable and used in engineering applications.

flare system；thermal radiation model；transmissivity；thermal shielding model；water curtain system

X932

：A

：0493-2137(2014)09-0790-06

10.11784/tdxbz201306002

2013-06-03；

2013-08-18.

国家自然科学基金资助项目(51176136，11172205).

刘 欣（1964— ），男，研究员，liuxin@tju.edu.cn.

杜 青，duqing@tju.edu.cn.

时间：2013-10-17．

http：//www.cnki.net/kcms/detail/12.1127.N.20131017.1558.002.html.