韋世豪，杜 揚，王世茂，李 蒙

(中國人民解放軍后勤工程學院 軍事供油工程系，重慶 401311)

0 引言

汽油具有易燃、易爆、易揮發(fā)等特點，這使得受限空間內(nèi)的油氣爆燃事故成為生產(chǎn)生活中較為常見的事故，對設(shè)備及人員安全造成較大的威脅。研究油氣爆燃特性最常用的方法為小尺度實驗法，即在小尺度受限空間中進行不同工況下的油氣爆燃實驗。受限空間分為容積式受限空間(球形、立方體形容器)和狹長受限空間(具有一定長徑比的管道形容器)。針對容積式受限空間內(nèi)油氣爆燃特性的研究，張鴻鶴[1]、劉文輝等[2]利用20 L標準球形容器研究了油氣爆燃的超壓特性；Qi Sheng等[3]利用2 L小型燃燒腔研究了不同濃度和開口率條件下油氣泄爆過程，分析了影響超壓峰值的4個機制；許光、張毅等[4-5]進行了埋地油罐中爆燃實驗，獲得了內(nèi)外超壓和火焰的分布規(guī)律。針對狹長式受限空間內(nèi)油氣爆燃的研究分為2類：一類是對小長徑比短管內(nèi)油氣爆燃規(guī)律的研究，主要控制變量為點火方式[6]和熱源溫度[7]，研究內(nèi)容為不同點火方式及不同熱源溫度下油氣爆燃的火焰形態(tài)及超壓變化規(guī)律；另一類是針對大長徑比長管道內(nèi)油氣爆燃規(guī)律的研究，研究內(nèi)容為不同濃度下的超壓峰值[8]、火焰速度[8]和燃燒模式[9]，以及復雜分支結(jié)構(gòu)對油氣爆燃參數(shù)影響[10-11]。

從研究內(nèi)容上來看，已有的研究基本包括了各類受限空間內(nèi)油氣爆燃的工況，但由于實驗用油品種、初始環(huán)境條件、點火方式、點火能量、測量條件、容器體積等各類初始參數(shù)的不一致性，不同研究者所得到的實驗結(jié)果相對獨立，難以進行定量對比。因此本文以“93號汽油蒸汽-空氣”混合物作為介質(zhì)，在控制其他實驗要素相同的情況下，在不同形狀的20 L容器中開展油氣爆燃實驗，從而研究不同形狀受限空間內(nèi)的油氣爆燃特性。

1 實驗容器及系統(tǒng)

圖1為4種不同形狀的實驗容器，分別為球形、立方體、短管、長管，其體積均為20 L，球形容器為20 L標準容器，圖中PT為壓力傳感器(Pressure Transducer)，為方便做圖采用簡寫(下同)，各容器幾何形狀參數(shù)如表1所示。

圖1 實驗容器示意Fig.1 Schematic diagram of experimental vessels

容器名稱直徑/mm底面直徑/mm底面長/mm底面寬/mm容器長度/mm長徑比備注A:球形容器336-----標準容器B:立方體形容器--300160400-單面有機玻璃材質(zhì)C:圓柱形短管-150--11307.53鋼制材料D:立方體長管--100100200020全有機玻璃材質(zhì)

實驗系統(tǒng)整體由實驗容器、濃度測試儀、配氣系統(tǒng)、點火器、同步控制器、數(shù)據(jù)采集器、高速攝影儀等組成。利用TEST6300瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集器配合ZXP-610型壓力傳感器對超壓進行采集，采樣頻率為20 kHz，傳感器量程為2 MPa，精度為±0.1%?；谧灾频呐錃庀到y(tǒng)，采用“氣流沖擊攪拌法”進行配氣，當需要充入油氣時，打開氣泵同時只打開1，2號閥門，氣泵產(chǎn)生的高速氣流會沖擊攪拌瓶中汽油，產(chǎn)生大量氣泡并加速汽油揮發(fā)，進而產(chǎn)生油氣并充入實驗容器；同時利用GXH-1050型油氣濃度測試儀對油氣濃度進行實時測量，當濃度達到要求后，關(guān)閉1，2號閥門，打開3，4號閥門，氣流會繼續(xù)吹掃攪拌容器內(nèi)的混合氣體，待油氣濃度穩(wěn)定后，關(guān)閉氣泵及所有閥門。利用FASTCAM-Ultima512型高速攝影儀對立方體容器和長管容器的火焰形態(tài)進行拍攝，拍攝頻率為500幀/s。利用高能電火花點火裝置對預(yù)混油氣進行點火，點火電壓為1 500V，點火能范圍為0～15 J，誤差小于0.1 J。利用同步控制器實現(xiàn)對點火激發(fā)、壓力測量、高速攝影的同步控制。

2 實驗初始條件

基于上述實驗系統(tǒng)，對相同初始條件下不同形狀容器內(nèi)的油氣特性進行實驗研究，其初始條件如表2所示：

表2 實驗條件

3 實驗結(jié)果及討論

3.1 不同形狀容器內(nèi)超壓時序曲線分析

3.1.1 容器內(nèi)爆炸超壓隨時間的變化規(guī)律

圖2給出了初始油氣濃度為1.48%時的壓力時序曲線，圖中可以看出不同形狀的容器內(nèi)爆燃超壓的時序關(guān)系具有差異性。

圖2 4種不同形狀容器內(nèi)的油氣爆炸超壓 時序曲線(CCH=1.48%)Fig.2 △P-t profiles in four confined spaces of different configurations(CCH=1.48%)

球形容器A：點火后首先是沒有明顯壓力變化的過程(0～0.04 s)，稱為爆燃孕育階段[12]。隨著油氣燃燒加劇，超壓迅速升高并于0.166 s達到最大值0.77 MPa，該階段定義為加速燃燒階段(0.04～0.166 s)。隨后壓力開始緩慢下降，并最終變?yōu)槌?，該階段定義為平滑衰減階段(>0.166 s)。整個過程與文獻[13]基本上是一致的。

立方體形容器B：與球形容器類似，點火后最先為爆燃孕育階段，但持續(xù)時間較短(0～0.025 s)，隨后壓力迅速上升并進入加速燃燒階段，該階段升壓速率較大(0.025～0.05 s)。由于火焰?zhèn)认蜾h面觸壁，使得散熱效應(yīng)增強，燃燒所釋放的能量耗散增多，導致容器內(nèi)升壓速率降低，但由于油氣仍處于劇烈燃燒的狀態(tài)，超壓仍繼續(xù)增大并在0.13 s時達到最大值0.76 MPa，該階段為平滑增長階段(0.05～0.13 s)。隨著油氣的逐漸消耗，受限空間內(nèi)燃燒強度減弱，與球形容器平滑衰減階段類似，壓力緩慢下降并變?yōu)槌?>0.13 s)。

短管C：爆燃初期壓力變化與立方體容器類似，依次為爆燃孕育階段(0～0.036 s)、加速燃燒階段(0.036～0.052 s)、平滑增長階段(0.052～0.1 s)。隨后的壓力時序曲線與球形和立方體容器具有明顯差別，爆炸超壓振蕩上升，振蕩頻率為483 Hz，并于0.131 s達到最大值0.81 MPa，該階段為振蕩上升階段(0.1～0.131 s)。隨后壓力下降，振蕩幅值逐漸減小，振蕩頻率為512 Hz，該階段為振蕩衰減階段(0.131～0.22 s)，由于油氣大部分完全燃燒，空間內(nèi)壓力降低的同時壓力振蕩強度也開始減小，并完全消失。當振蕩消失后，壓力平滑下降，最終變?yōu)槌海撾A段為平滑衰減階段(>0.22 s)。短管C內(nèi)壓力振蕩幅值與時間的關(guān)系可近似用二次多項式進行表述，如圖3(a)所示。

長管D：與短管C類似，點火初期經(jīng)歷爆燃孕育階段(0～0.04 s)、加速燃燒階段(0.04～0.05 s)。而后直接進入振蕩增長階段(0.05～0.166 s)，壓力振蕩上升并于0.166 s達到最大值0.83 MPa，振蕩頻率約為155 Hz。隨后振蕩衰減階段(0.166～0.4 s)，壓力下降的同時振幅減小直至完全消失，該過程振蕩頻率約為138 Hz。當振蕩完全消失后，壓力曲線進入平滑衰減階段(>0.4 s)。另外，長管D內(nèi)壓力振蕩幅值隨時間的變化關(guān)系可近似用三次多項式來擬合，如圖3(b)所示。

3.1.2 不同形狀受限空間內(nèi)超壓時序曲線相關(guān)特征參數(shù)的差異性及分析

表3給出了不同受限空間油氣爆燃關(guān)鍵參數(shù)的詳細對比，從超壓參數(shù)特征對比來看，球形容器A和立方體狀容器B較為相似，短管C和長管D較為相似，且后者具備的最顯著特點就是壓力變化具有更多階段，并出現(xiàn)壓力振蕩?？扇細怏w點燃后會產(chǎn)生2道壓力波，即前驅(qū)沖擊波和燃燒壓縮波，與容器A和B相比，短管C和長管D長徑比較大(L/D值分別為7.5和20)，為壓力波的往復運動和反射耦合提供了充足的幾何空間，有利于壓力振蕩的生成[14]；另外，燃燒過程中的火焰變形及失穩(wěn)也是壓力振蕩誘因之一，相對較大的長徑比有利于火焰?zhèn)鞑ミ^程中的拉伸和加速，這將導致火焰鋒面的化學反應(yīng)和流動平衡的失穩(wěn)，使得不穩(wěn)定性增加，促使火焰的自激加速以及失穩(wěn)破碎，最終形成含蜂窩狀褶皺的湍流火焰[15]，火焰加速提高了能量釋放效率，同時湍流火焰與前驅(qū)沖擊波、燃燒壓縮波、壁面反射波相互耦合，更有利于引發(fā)容器的聲學共振，最終形成持續(xù)的振蕩現(xiàn)象[16]。與短管C和長管D不同，球形容器A和立方體B的壓力時序曲線較平滑，無明顯振蕩，這種差異性的原因是A和B從幾何形狀來看是容積式容器，較小的長徑比和相對均勻的幾何形狀無法為壓力波的反射疊加提供充足的幾何條件，另外火焰沿不同方向傳播基本一致，無明顯加速現(xiàn)象，限制了壓力振蕩的產(chǎn)生。

表3 關(guān)鍵參數(shù)對比

3.2 初始油氣濃度對不同形狀容器內(nèi)爆炸參數(shù)的影響規(guī)律

3.2.1 最大超壓與初始油氣濃度之間的關(guān)系

圖4給出了4種不同形狀容器內(nèi)油氣爆燃最大超壓隨初始油氣濃度的變化關(guān)系，并與單分子可燃物爆燃超壓隨當量比的變化規(guī)律進行了對比。從圖4中可以看出，最大超壓所對應(yīng)的初始濃度為1.74%，且該條件下爆炸超壓大小順序為長管>短管>立方體>球形容器，長管中爆炸超壓約為球形容器中的1.3倍，這是由于在長管和短管中出現(xiàn)了壓力振蕩，這不僅對超壓值有加成作用，同時促進了壓力與火焰耦合，增加了能量釋放效率，使得爆炸超壓明顯增加。

圖4 壓力振蕩細節(jié)變化Fig.4 Details of pressure oscillations

當初始濃度小于1.74%時，超壓值隨濃度的增加而增大，而當初始濃度大于1.74%時，超壓值隨著濃度的增加而減小。其主要原因為：當濃度較低時，較少的油氣量使得總的能量釋放較低，而且難以生成足夠數(shù)量的活化基團，限制了化學反應(yīng)速率，最終導致超壓值較??；隨著始濃度增大，較多的油氣可釋放更多的能量，并生成較多的活化基團，使得化學反應(yīng)速率升高，二者共同作用從而使受限空間內(nèi)超壓值增大；當油氣濃度為1.74%時，受限空間內(nèi)超壓達到最大值。當初始濃度進一步升高，體系內(nèi)油氣過剩，為貧氧燃燒狀態(tài)，油氣不完全燃燒導致能量釋放量急劇減少，從而使得爆炸超壓減小。另外，油氣爆炸最大超壓與初始濃度之間的關(guān)系同單分子可燃氣體爆炸最大超壓與當量比之間的關(guān)系是類似的，二者均可以用二次多項式進行擬合，其表達式如表4所示。

表4 最大超壓與濃度(當量比)之間的關(guān)系

另外，根據(jù)圖4中單分子可燃氣體爆炸超壓隨當量比的變化規(guī)律可以看出，最大超壓對應(yīng)的當量比并不嚴格等于1，而是比1略大。因此油氣濃度1.74%式所對應(yīng)的當量比也應(yīng)略大于1，圖4顯示當量比為1.05時，各類單分子可燃氣體爆炸超壓達到最大值，將其與油氣爆炸“超壓-濃度”曲線進行對比，可定性判斷1.74%的初始濃度對于當量比在1.05左右，若假設(shè)油氣分子式為CxHy，則C8H18最符合該條件。

3.2.2 升壓速率與初始油氣濃度之間的關(guān)系

由圖2可見，不同形狀容器內(nèi)超壓增長時間有所不同，這就導致升壓速率有所差異。爆炸升壓速率有2種：最大升壓速率[20](dP/dt)max為升壓過程中壓力時序曲線的最大斜率；平均升壓速率[20]RPR1-100%=△Pmax/△tmax，本文以平均升壓速率RPR1-100%作為衡量不同容器內(nèi)油氣爆炸升壓速率的標準。

圖5給出了不同容器內(nèi)油氣爆炸升壓速率隨濃度的變化關(guān)系，隨著初始濃度的增大，平均升壓速率先增大后減小，其隨濃度的變化可用三次多項式擬合，當初始濃度為1.74%時，各容器內(nèi)平均升壓速率均達到最大值，但此時升壓速率從大到小的排列順序依次為：短管>立方體容器>長管>球形容器。文獻[20]的研究表明，升壓速率主要受可燃氣體燃燒速率的影響，而燃燒速率是由層流火焰速度所絕定的，在當量比小于1時，層流火焰速度隨當量比的增加而增加。因此在濃度小于1.74%時，燃燒速率會隨著濃度的升高而增大，從而導致平均升壓速率增大。當初始油氣濃度大于1.74%時，平均升壓速率隨著濃度的增加而減小，主要原因在于高濃度條件下層流火焰速度降低，火焰以較為緩慢的速度傳播，不僅減弱了壁面的拉伸效應(yīng)，同時也限制了火焰的失穩(wěn)變形，最終抑制了高速傳播火焰褶皺的生成，使火焰面積減小，降低了油氣的燃燒速率，導致平均升壓速率下降。

圖5 平均升壓速率隨濃度的變化關(guān)系Fig.5 Relationship between the average rate of overpressure rise and concentration

4.3 油氣爆燃初期火焰行為變化規(guī)律

從表3的壓力參數(shù)對比來看，球形容器A和立方體B較為類似，可歸為容積式受限空間；短管C和長管D較為類似，可歸為狹長受限空間。因此圖6分別給出立方體B和長管D的爆燃初期火焰參數(shù)。

圖6 火焰行為變化規(guī)律Fig 6 Changing characteristics of the flame behaviors

對于立方體B其爆燃初期火焰形態(tài)變化過程為半球狀層流火焰→扁平層流火焰：點火后火焰向前傳播，其前鋒面到點火端的距離增大，火焰?zhèn)鞑ニ俣纫仓饾u增加并于0.03 s達到最大值12.5 m/s，但由于形狀相對均勻且長徑比較小，在端部壁面的阻擋下，火焰鋒面從光滑的球狀變?yōu)楸馄綘?，前鋒面向前運動受阻，火焰速度下降，在0.036 s火焰?zhèn)鞑ニ俣葍H為5 m/s，且有繼續(xù)下降的趨勢。這說明幾何均勻的受限空間內(nèi)火焰速度會維持在1個較低的水平，主要原因在于均勻幾何空間抑制了壁面的加速效應(yīng)，火焰全程保持層流變化，沿各方向傳播速度基本一致，不具備加速以及形態(tài)突變的條件。

對于長管D，其火焰參數(shù)和形態(tài)與立方體B具有明顯不同，主要體現(xiàn)在2方面：爆燃初期火焰全程加速，并且其速度有繼續(xù)增大的趨勢，在0.038 s時火焰?zhèn)鞑ニ俣冗_到40 m/s，為立方體B最大火焰速度的3.2倍；火焰形態(tài)變化過程為半球狀層流火焰→拉伸指狀火焰，其前鋒面出現(xiàn)劇烈的拉伸和加速。這種差異性主要是受容器幾何形狀的影響，長管D具有較大的長徑比，火焰觸及上下壁面時，其前鋒面到底端仍有近1.8 m的距離，這為火焰的傳播和加速提供了充足的幾何空間，火焰逐漸從層流火焰向湍流火焰轉(zhuǎn)變，在壁面拉伸加速和油氣燃燒的自激作用下，火焰一直保持加速狀態(tài)，并有向湍流火焰轉(zhuǎn)變的趨勢(0.036 s中火焰前鋒面已發(fā)生明顯形變，無法再維持光滑層流狀態(tài))。

4 結(jié)論

1)形狀對受限空間油氣爆燃特性具有顯著影響，管道形受限空間的壓力時序曲線比容積式受限空間的壓力時序曲線更復雜，并且出現(xiàn)壓力振蕩現(xiàn)象，振蕩幅值均可用多項式進行描述，振蕩頻率隨著長徑比的增大而減小。

2)隨著初始油氣濃度的增大，爆炸超壓和平均升壓速率均呈現(xiàn)先增后減的變化規(guī)律，其最大值對應(yīng)濃度均為1.74%。當濃度為1.74%時，超壓從大到小依次為：長管>短管>立方體>球形容器，平均升壓速率從大到小依次為：短管>立方體>長管>球形容器。

3)在爆燃初期，立方體中火焰行為為“半球狀層流火焰→扁平層流火焰”，火焰?zhèn)鞑ニ俣认仍龊鬁p，最大速度為12.5 m/s；長管中火焰行為為“半球狀層流火焰→拉伸指狀火焰”，火焰速度不斷增加，最大速度為40 m/s。

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