徐 鋒，劉應(yīng)華，朱國棟

(1.清華大學(xué) 航天航空學(xué)院，北京 100084；2.中國特種設(shè)備檢測研究院，北京 100029)

0 引言

壓力容器是一種盛裝壓力介質(zhì)的密閉設(shè)備，在使用過程中可能因反應(yīng)失控、意外火災(zāi)等情況導(dǎo)致介質(zhì)壓力急速上升，造成容器超壓。嚴(yán)重超壓時(shí)，壓力容器容易發(fā)生鼓脹開裂甚至爆裂解體。此時(shí)承裝的壓力介質(zhì)可能大量泄漏，并發(fā)生燃燒、爆炸，甚至造成大量人員傷亡。故設(shè)計(jì)壓力容器時(shí)，一般均應(yīng)設(shè)置爆破片、安全閥等安全附件，在出現(xiàn)超壓情況時(shí)及時(shí)進(jìn)行壓力泄放，避免超壓，從而減少相關(guān)安全事故。

在石油化工過程工藝設(shè)計(jì)時(shí)，升壓速率是選擇安全閥、爆破片的關(guān)鍵依據(jù)，但不同工藝反應(yīng)場景，設(shè)備內(nèi)壓力上升速率存在差異。升壓速率關(guān)系到安全泄放裝置的適用性和可靠性，一般工程上認(rèn)為[1]，爆破片的動(dòng)作時(shí)間約為0.001 s，安全閥約為0.01 s，因此對(duì)于升壓較快的劇烈反應(yīng)，以及爆燃、爆炸等場景，安全閥的動(dòng)作機(jī)構(gòu)一般無法滿足泄壓要求，一般設(shè)置爆破片作為安全泄放裝置。其中爆炸場景屬于較為復(fù)雜的化學(xué)超壓過程，利用常規(guī)有限單元算法的流體軟件模擬較為困難，且爆炸試驗(yàn)又受各種條件制約，當(dāng)前對(duì)爆炸場景研究多集中在廠礦[2-3]、化工裝置廠區(qū)安全評(píng)估領(lǐng)域[4-6]。對(duì)壓力容器密閉空間內(nèi)爆炸升壓速率及其規(guī)律缺乏深入的探索，國內(nèi)至今尚無標(biāo)準(zhǔn)依據(jù)，已經(jīng)制約了壓力容器安全附件設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性和裝置安全評(píng)價(jià)的可靠性[7]，并影響到設(shè)備和裝置安全運(yùn)行。

國外有學(xué)者將爆炸定義為壓力快速升高的事件，爆炸烈度與升壓速率有直接關(guān)系。最常見的爆炸是氣體爆炸，其后果取決于氣體云所處的環(huán)境或氣體云所覆蓋的區(qū)域特征?；诎l(fā)生爆炸的環(huán)境，一般對(duì)氣體爆炸進(jìn)行分類研究：(1)容器、管道、通道或隧道內(nèi)的受限氣體爆炸；(2)隔間、建筑物內(nèi)的部分受限氣體爆炸；(3)工藝裝置和其他無側(cè)限區(qū)域的無空間限制氣體爆炸。本文以壓力容器內(nèi)受限氣體爆炸為研究對(duì)象，因?yàn)樵诒O限內(nèi)，一旦達(dá)到點(diǎn)火條件或者具備足夠能量，短時(shí)間內(nèi)即可造成極為嚴(yán)重的壓力積聚，產(chǎn)生很高的壓力和溫度。在本研究中主要考慮以下關(guān)鍵影響因素[8]：(1)可燃?xì)怏w的種類及化學(xué)性質(zhì)；(2)可燃?xì)怏w的純度；(3)可燃?xì)怏w和空氣混合氣的均勻性；(4)點(diǎn)火源的形式、能量和點(diǎn)火位置；(5)爆炸容器的幾何形狀和尺寸。

升壓速率取決于爆炸沖擊波烈度。按爆炸沖擊波傳播速度，爆炸場景可分為三類：弱燃爆、爆震、強(qiáng)燃爆。弱燃爆產(chǎn)生的沖擊波以亞音速傳播，即相對(duì)于火焰正前方的未燃燒氣體的燃燒速度小于未燃?xì)怏w中的聲速；爆震是以超音速傳播的燃燒波，即爆速；對(duì)于強(qiáng)爆燃，沖擊波可以在爆燃前傳播。爆炸波是壓力容器破壞主要原因。爆炸形成的爆炸波從波形上可分為聲壓縮波、沖擊波和稀疏波[9]，常見爆炸波組合形態(tài)有：沖擊波-稀疏波、沖擊波-聲壓縮波-稀疏波、聲壓縮波-稀疏波。爆炸波的類型取決于能量的釋放方式和時(shí)間，圖1示出了不同類型的爆炸波形態(tài)，可見爆炸升壓是一個(gè)非常復(fù)雜過程，影響因素較多。本文首先分析影響升壓速率的關(guān)鍵因素；然后選取典型爆炸場景進(jìn)行數(shù)值模擬，探究壓力容器內(nèi)氣體介質(zhì)爆炸場景下升壓速率特點(diǎn)。

圖1 不同類型的爆炸波形態(tài)

1 爆炸升壓速率相關(guān)因素分析

對(duì)于氣體爆炸，當(dāng)前研究大多集中于瓦斯爆炸場景[10-11]，其主要介質(zhì)為甲烷。但對(duì)壓力容器燃爆事故的調(diào)研發(fā)現(xiàn)，除甲烷外，氫氣、一氧化碳、烯烴(包括乙烯、乙炔、丙烯等)、環(huán)氧乙烷及其混合物等也是導(dǎo)致此類事故的常見介質(zhì)?？紤]到爆炸的最高升壓速率一般取決于介質(zhì)物性、含量及配比，因此研究時(shí)，需要考慮可燃?xì)怏w配比，即設(shè)置合理化學(xué)計(jì)量成分?；瘜W(xué)計(jì)量成分是指燃料和氧氣(空氣)量平衡，使化學(xué)反應(yīng)結(jié)束后不存在過量燃料或氧氣的成分。表1示出了常見易爆氣體的單組分化學(xué)計(jì)量成分。羅振敏等[12]利用容積20 L的近球形爆炸測試裝置，測得到宏觀靜止?fàn)顟B(tài)下甲烷的爆炸極限為5.35%～17.35%，最佳爆炸濃度為11%，最大爆炸升壓速率達(dá)到103.516 MPa/s。研究[13]表明，在爆炸極限內(nèi)，產(chǎn)生最高壓力的組分配比應(yīng)盡可能接近于化學(xué)計(jì)量濃度，圖2為乙烷和丙烯的壓力峰值圖，雖然受限于該試驗(yàn)的密閉腔結(jié)構(gòu)和觀察點(diǎn)差異，但依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果給出了基本變化規(guī)律，也是本文數(shù)值模擬研究時(shí)的初始物料組份配比的依據(jù)。

表1 常見燃料在空氣中的化學(xué)計(jì)量濃度

此外，爆炸燃燒會(huì)引起升溫，對(duì)于密閉空間的理想氣體，滿足如下關(guān)系：p/ρT=常數(shù)(p為容器內(nèi)壓力，ρ為介質(zhì)密度，T為介質(zhì)溫度)。假設(shè)Vo，V分別為爆炸前、后體積，po,p分別為爆炸前、后壓力，密閉空間的爆炸壓力比p/po和體積比V/Vo一般趨近于8，表2示出了初始條件為常壓及25 ℃時(shí)常見介質(zhì)的具體體積比，可見甲烷(瓦斯)的體積比低于乙烯和丙烯這兩種易爆介質(zhì)，故用烯烴類介質(zhì)研究壓力容器爆炸場景更為合適。

圖2 不同乙烷、丙烯體積百分比時(shí)的爆炸峰值壓力Fig.2 Explosion peak pressures for different volume percentage of ethane and propylene

表2 初始條件為常壓及25 ℃的燃料-空氣混合物化學(xué)計(jì)量體積比Tab.2 Stoichiometric volume ratio of fuel-air mixture at initial status of 25 ℃ and atmospheric pressure

有研究[14]表明，當(dāng)爆燃足夠強(qiáng)烈時(shí)，可能突發(fā)爆震；并已經(jīng)在一些試驗(yàn)中觀察到這一現(xiàn)象[15]，特別是反應(yīng)活性較高的介質(zhì)混合物，例如接近化學(xué)計(jì)量比的乙炔-空氣，氫氣-空氣或富氧氣體中的燃料。也有研究案例發(fā)現(xiàn)一些具有中等反應(yīng)活性的燃料-空氣混合物，可引起輕微爆燃直至爆震。試驗(yàn)表明，在相對(duì)開放的空間，輕微爆燃也可以加強(qiáng)成為爆震，某些壓力容器符合這類空間特征。

封閉容器通常有相對(duì)較小的開孔，比如相連的管道、爆破片或者安全閥，但這些開孔的泄壓速度，對(duì)于爆炸造成的升壓過程來說還是太慢，因此，壓力容器內(nèi)發(fā)生爆炸時(shí)，基本可以視作完全封閉的空間。壓力變化主要取決于介質(zhì)組分和濃度、初始?jí)毫?、容器中的爆炸介質(zhì)填充率、燃燒率、排氣能力和氧化劑。圖3是利用STANJAN軟件[16]，模擬在某一密閉容器內(nèi)，不同濃度乙烯和甲烷爆炸時(shí)產(chǎn)生的最高壓力對(duì)比結(jié)果，初始條件設(shè)定為0.1 MPa(A)和25 ℃。從圖3可以看出，在同一濃度下，乙烯爆炸時(shí)的壓力明顯高于甲烷，這主要取決于烯烴的C組分及燃爆特性，高組分烯烴的爆炸能量往往高于低組分烯烴。因此，選擇烯烴作為爆炸介質(zhì)比甲烷更加適合壓力容器爆炸超壓的場景。

圖3 某容積下密閉腔內(nèi)乙烯和甲烷的爆炸壓力

初始?jí)毫κ怯绊懕▔毫Φ暮愣▍?shù)。初始?jí)毫ι?，單位體積內(nèi)的燃燒能量增大。BARTKNECHT[17]給出了在7 L的球罐中丙烷緩慢爆燃時(shí)，爆炸壓力計(jì)算和測量結(jié)果(見圖4)，可見初始?jí)毫?duì)爆炸壓力的提升基本呈現(xiàn)正比例關(guān)系。因此，文中在數(shù)值模擬分析時(shí)，只給定初始?jí)毫?，不再過多分析初始?jí)毫?duì)爆炸升壓速率的影響。

圖4 容器中化學(xué)計(jì)量丙烷-空氣混合物的 爆炸壓力與初始?jí)毫?Fig.4 Explosion pressure and initial pressure of stoichiometric propane-air mixture in the vessel

氣體爆炸場景下，爆炸沖擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)受爆炸云尺寸、峰值壓力以及爆炸波疊加影響，目前沒有足夠準(zhǔn)確的簡單方法可以預(yù)測氣體爆炸引起的壓力-時(shí)間曲線。本研究先期通過常規(guī)CFD模擬軟件計(jì)算時(shí)，計(jì)算速度和計(jì)算精度、收斂性受邊界條件和網(wǎng)格數(shù)量影響較大，較難取得置信結(jié)果。經(jīng)過調(diào)研和對(duì)比，本文通過專業(yè)爆炸軟件FLACS模擬密閉壓力容器中發(fā)生爆炸時(shí)的升壓速率。

FLACS軟件已經(jīng)過大量的爆炸試驗(yàn)驗(yàn)證，其基于標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型，根據(jù)試驗(yàn)進(jìn)行了相關(guān)修正。與其他CFD軟件不同，F(xiàn)LACS軟件采用分布式多孔結(jié)構(gòu)的思想表現(xiàn)幾何形狀，將小于網(wǎng)格尺度的火焰用亞格子模型來表現(xiàn)，F(xiàn)LACS軟件內(nèi)的物理模型(火焰模型、壓力波、湍流、小規(guī)模設(shè)備等)比可見的真實(shí)網(wǎng)格單元小得多。FLACS軟件網(wǎng)格分為核心區(qū)域和拉伸區(qū)域，核心區(qū)域應(yīng)包含整個(gè)模型；拉伸區(qū)域大于核心區(qū)域，包括摸擬過程中可能用到的區(qū)域。20世紀(jì)90年代，F(xiàn)LACS軟件的驗(yàn)證工作主要聚焦于天然氣和其他一些碳?xì)浠衔铩?1世紀(jì)初，F(xiàn)LACS軟件對(duì)氫爆炸進(jìn)行了大量的驗(yàn)證，結(jié)果表明其有足夠的工程精度[18-19]，文獻(xiàn)[11]以密閉腔內(nèi)甲烷爆炸超壓為研究對(duì)象，結(jié)果顯示FLACS軟件和試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為3.24%，平均誤差為1.88%。因此，F(xiàn)LACS軟件在介質(zhì)泄漏及爆炸危害分析方面應(yīng)用較多，得到美國聯(lián)邦法規(guī)條款49 CFR 193.2059、挪威石油技術(shù)法規(guī)標(biāo)準(zhǔn)以及NORSOK Z-013等法規(guī)、國際標(biāo)準(zhǔn)的認(rèn)可。

2 壓力容器內(nèi)氣體爆炸場景數(shù)值模擬

基于以上分析，為了研究化工裝置內(nèi)壓力容器的升壓速率特點(diǎn)及最高升壓速率，本文選取某EO/EG裝置中氧混合器作為分析對(duì)象，選取該設(shè)備原因：(1)設(shè)備體積遠(yuǎn)大于常規(guī)試驗(yàn)體積(20 L)，更貼近實(shí)際的壓力容器；(2)可以分別在開口和閉口結(jié)構(gòu)兩種極端情況觀察壓力容器內(nèi)爆炸升壓速率的情況；(3)該壓力容器兩側(cè)與管道直接相連，而且有一側(cè)管線存在90°轉(zhuǎn)向彎頭，對(duì)爆炸波的傳播產(chǎn)生影響。該氧混合器符合壓力容器極端爆炸條件的典型結(jié)構(gòu)特征。

2.1 設(shè)備基本數(shù)據(jù)

該氧混合器設(shè)備介質(zhì)復(fù)雜，并且工藝控制采用動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)，是裝置中的高危設(shè)備，必須嚴(yán)格控制介質(zhì)的混合比，還需要在該設(shè)備相連通道上設(shè)置爆破片。該設(shè)備的主要數(shù)據(jù)見表3，本體結(jié)構(gòu)及相連管道結(jié)構(gòu)見圖5。

表3 設(shè)備主要數(shù)據(jù)

圖5 氧混合器結(jié)構(gòu)示意

2.2 數(shù)值模擬

數(shù)值模擬分析時(shí)，通過觀察距離燃點(diǎn)不同位置處的壓力特征，分析爆炸波和升壓速率特點(diǎn)。此外，當(dāng)兩端開口，火焰在管狀壓力容器中傳播時(shí)，比靜態(tài)下更容易產(chǎn)生湍流，燃燒速率也更快，峰值壓力和傳播速度也同樣增大；兩端封閉時(shí)，則近似于密閉壓力容器。因此，模擬時(shí)分為兩端開孔和封閉兩種情況。

模擬分析作以下假設(shè):(1)密閉空間內(nèi)氣體滿足真實(shí)氣體狀態(tài)方程；(2)點(diǎn)火時(shí)，氣體已經(jīng)完全混合;(3)爆炸為絕熱過程，不考慮密閉空間與外界的熱交換。

按圖5建立模擬分析的幾何模型，由于內(nèi)分布器結(jié)構(gòu)簡單，截面占比極小，雖然對(duì)燃燒加速略有影響，但為了簡化建模，忽略氧混合器的內(nèi)分布器。管內(nèi)空間設(shè)置為核心區(qū)域，網(wǎng)格大小為20 mm，經(jīng)軟件網(wǎng)格質(zhì)量功能檢查，網(wǎng)格質(zhì)量為優(yōu)，符合模擬計(jì)算的要求。

爆炸點(diǎn)燃點(diǎn)設(shè)置在氧混合器左側(cè)法蘭密封面處，監(jiān)測點(diǎn)分別設(shè)置11個(gè)，分別標(biāo)識(shí)為MP1,MP2,…,MP11，具體位置見圖6。FLACS軟件中，模擬特征速度為0.56 m/s，介質(zhì)中甲烷體積比為0.5%，乙炔體積比為0.5%，ER為1，充分燃燒。在MP2位置點(diǎn)火，時(shí)間從0 s開始。

圖6 爆炸觀測點(diǎn)位置

2.3 結(jié)果與分析

計(jì)算結(jié)果分為兩種情況進(jìn)行，分別提取各監(jiān)測點(diǎn)的升壓速率。

2.3.1 狀況1(兩端管口開放)

兩端管口開放情況下爆炸后的場景見圖7。

圖7 兩端開口時(shí)爆炸場景示意 Fig.7 Schematic diagram of explosion scene while both ends opened

管道兩側(cè)與大氣相通，在MP2位置點(diǎn)火后，各監(jiān)測點(diǎn)的壓力-時(shí)間變化曲線見圖8?？梢娫?.1 s 之后，壓力開始上升，在約0.23 s之后各監(jiān)測點(diǎn)壓力開始急劇上升，然后稍微回落后，達(dá)到壓力峰值，爆炸波基本由聲壓縮波+稀疏波組成。其中，在MP7點(diǎn)監(jiān)測到最高壓力，最大峰值壓力為0.36 MPa(G)，出現(xiàn)在0.262 s。

(a)監(jiān)測點(diǎn)MP1～MP5 (b)監(jiān)測點(diǎn)MP6～MP11

在混合器左側(cè)密封面處的監(jiān)測點(diǎn)MP2(點(diǎn)火處)位置，在0.262 s時(shí)達(dá)到第1次壓力峰值0.125 MPa(G)，在0.287s時(shí)達(dá)到第2次壓力峰值0.135 MPa(G)。

在混合器右側(cè)密封面外側(cè)的監(jiān)測點(diǎn)MP3位置，在0.265 s時(shí)達(dá)到第1次壓力峰值0.126 MPa(G)，在0.29 s時(shí)達(dá)到第2次壓力峰值0.145 MPa(G)。

由此可見，最大峰值壓力并未出現(xiàn)在氧混合器點(diǎn)火處，而是在遠(yuǎn)離點(diǎn)火MP2位置的MP7處，時(shí)間在0.261 63 s，較其他監(jiān)測點(diǎn)的壓力峰值時(shí)間略有提前。這是因?yàn)閺狞c(diǎn)火燃燒到爆震需要一個(gè)過程。因此，將爆破片設(shè)置在MP7位置，可獲得最佳響應(yīng)時(shí)間。

將各監(jiān)測點(diǎn)的瞬時(shí)壓力轉(zhuǎn)換為升壓速率，結(jié)果見圖9。由圖9可以看出，MP7點(diǎn)的升壓速率最高，達(dá)到124.76 MPa/s；出口處MP8點(diǎn)升壓速率次之，升壓速率峰值為88.28 MPa/s；而點(diǎn)火點(diǎn)MP2點(diǎn)升壓速率相對(duì)MP7點(diǎn)明顯降低，升壓速率峰值僅為6.98 MPa/s。

(a)監(jiān)測點(diǎn)MP1～MP11 (b)監(jiān)測點(diǎn)MP7(壓力峰值點(diǎn))

(c)監(jiān)測點(diǎn)MP2(點(diǎn)火點(diǎn))

MP7點(diǎn)第1次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.257 63 s，升壓速率峰值為66.28 MPa/s，此時(shí)MP7處的壓力為0.125 88 MPa(G)，絕壓比p/p0=2.25。MP7點(diǎn)第2次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.260 31 s，升壓速率峰值為124.76 MPa/s，此時(shí)MP7處的壓力為0.313 MPa(G)，絕壓比p/p0=4.13。

MP2點(diǎn)第1次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.256 7 s，升壓速率峰值為6.98 MPa/s，此時(shí)MP2處的壓力為0.096 8 MPa(G)，絕壓比p/p0=1.9。

MP1點(diǎn)第1次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.254 13 s，升壓速率峰值為6.826 MPa/s，此時(shí)MP1處的壓力為0.094 8 MPa，絕壓比p/p0=1.19。

2.3.2 狀況2(兩側(cè)管口封閉)

狀況2將兩端管口完全封閉，其他條件與狀況1相同，觀察密閉腔內(nèi)監(jiān)測點(diǎn)MP1～MP7的壓力及升壓速率變化規(guī)律。

在MP2位置點(diǎn)火后，各監(jiān)測點(diǎn)的壓力-時(shí)間變化曲線如圖10所示?？梢?.05 s之后，壓力明顯上升，約0.25 s之后各監(jiān)測點(diǎn)壓力開始急劇上升，然后成波形遞增上升后，達(dá)到壓力峰值。其中，最高壓力在監(jiān)測點(diǎn)MP7處，最大峰值壓力為0.938 MPa(G)，出現(xiàn)在0.538 s(第4次峰值)?？傮w而言，狀況2的升壓時(shí)間比狀況1略有滯后。

(a)監(jiān)測點(diǎn)MP1-MP3 (b)監(jiān)測點(diǎn)MP4-MP7

在混合器左側(cè)密封面處監(jiān)測點(diǎn)MP2(點(diǎn)火處)位置，在0.563 8 s時(shí)達(dá)到最大壓力峰值0.721 MPa(G)。在混合器右側(cè)密封面外側(cè)處監(jiān)測點(diǎn)MP3位置，在0.566 6 s時(shí)達(dá)到最大壓力峰值0.694 2 MPa(G)。

由此可見，狀況2的最大峰值壓力出現(xiàn)在MP7處，而不是氧混合器點(diǎn)火處MP2處。MP7位置在0.338 6 s時(shí)出現(xiàn)第1次壓力峰值0.4 MPa(G)，0.429 5 s時(shí)出現(xiàn)第2次壓力峰值0.694 1 MPa(G)，0.463 s時(shí)出現(xiàn)第3次壓力峰值0.608 MPa(G)。

將各監(jiān)測點(diǎn)的瞬時(shí)壓力轉(zhuǎn)換為升壓速率，結(jié)果如圖11所示。MP7點(diǎn)的升壓速率最高，達(dá)到71 MPa/s；MP6點(diǎn)升壓速率次之，升壓速率峰值為54.8 MPa/s；點(diǎn)火點(diǎn)MP2點(diǎn)升壓速率相對(duì)MP7點(diǎn)要低一些，升壓速率峰值為44.78 MPa/s。

MP7點(diǎn)第1次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.328 s，升壓速率峰值為19.5 MPa/s，此時(shí)MP7處的壓力為0.289 MPa(G)，絕壓比p/p0=3.89。MP7點(diǎn)第2次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.419 19 s，升壓速率峰值為53.8 MPa/s，此時(shí)MP7處的壓力為0.456 77 MPa(G)，絕壓比p/p0=5.56。MP7點(diǎn)第3次升壓速率峰值出現(xiàn)在0.426 67s，升壓速率峰值為51.6 MPa/s，此時(shí)MP7處的壓力為0.620 19 MPa(G)，絕壓比p/p0=7.2。MP7點(diǎn)最大升壓速率峰值出現(xiàn)在0.530 18 s，其峰值為71.04 MPa/s，此時(shí)MP7處壓力為0.602 56 MPa(G)，絕壓比p/p0=7.02。

MP2(點(diǎn)火處)點(diǎn)最大升壓速率峰值出現(xiàn)在0.560 93 s，升壓速率峰值為44.78 MPa/s，此時(shí)MP2處的壓力為0.659 25 MPa(G)，絕壓比p/p0=7.59。

(a)監(jiān)測點(diǎn)MP1～MP11 (b)監(jiān)測點(diǎn)MP7(壓力峰值點(diǎn))

(c)監(jiān)測點(diǎn)MP2(點(diǎn)火點(diǎn))

MP1點(diǎn)最大升壓速率峰值出現(xiàn)在0.557 77 s，升壓速率峰值為47.07 MPa/s，此時(shí)MP1處的壓力為0.674 1 MPa，絕壓比p/p0=7.67。

上述各監(jiān)測點(diǎn)的p/p0均在7～8之間，與狀況1中兩端管口開放的爆炸前后壓力比分析結(jié)果一致。

與狀況1相比，狀況2下MP7點(diǎn)的峰值壓力到達(dá)時(shí)間略有滯后，但峰值壓力更高一些。密閉狀態(tài)時(shí)，爆炸峰值壓力位置首先出現(xiàn)在MP7附近。將爆破片設(shè)置在MP7處，可得到第一次壓力峰值的最佳響應(yīng)時(shí)間。

2.3.3 分析結(jié)果

通過兩個(gè)狀況的爆炸模擬分析得出以下結(jié)果。

(1)同樣幾何尺寸的壓力容器腔體，通過開口與外界連通時(shí)，爆炸壓力明顯較低。本研究案例中的氧混合器兩端開口連通時(shí)，峰值壓力為0.36 MPa(G)，兩端封閉時(shí)峰值壓力0.938 MPa(G)，顯然封閉狀態(tài)空間一旦發(fā)生爆炸事故，對(duì)設(shè)備的損害更嚴(yán)重，需要設(shè)置有效的超壓泄放安全附件。

(2)兩端無論是開口還是封閉，本研究案例中的氧混合器內(nèi)發(fā)生爆炸時(shí)，最大壓力峰值均不在點(diǎn)火點(diǎn)位置，而出現(xiàn)在下游一定位置處，因?yàn)閺狞c(diǎn)火、燃燒到爆震需要一定的時(shí)間。密閉腔體內(nèi)發(fā)生爆炸時(shí)，可能出現(xiàn)多次壓力峰值，并逐步遞增。爆破片設(shè)置在不同位置，其響應(yīng)時(shí)間造成的后果也不同。因此設(shè)置安全附件時(shí)，爆破片應(yīng)設(shè)置在合理位置，其響應(yīng)和動(dòng)作壓力設(shè)定也應(yīng)與最大爆炸壓力峰值相匹配。

(3)壓力容器內(nèi)發(fā)生氣體爆炸時(shí)，升壓速率較高。本文分析的兩種狀況下最大峰值壓力和最高升壓速率峰值基本在同一監(jiān)測位置。在密閉的氧混合器腔體內(nèi)發(fā)生氣體爆炸時(shí)，模擬計(jì)算出的最大升壓速率為71.04 MPa/s，最小升壓速率為19.5 MPa/s，二者比值達(dá)3.6倍。

3 結(jié)論

文中基于過程工藝中壓力容器特點(diǎn)、爆炸沖擊特性和影響因素分析，選擇典型氣體空間進(jìn)行爆炸場景下數(shù)值模擬，得到爆炸場景下升壓速率變化規(guī)律得出以下結(jié)論。

(1)當(dāng)密閉壓力容器內(nèi)爆炸超壓時(shí)，各處會(huì)出現(xiàn)數(shù)個(gè)遞增峰值壓力。如果爆破片動(dòng)作壓力過高，在第一個(gè)峰值壓力時(shí)無法爆破泄放，可能會(huì)導(dǎo)致整臺(tái)設(shè)備損壞失效。設(shè)置爆破片時(shí)，應(yīng)綜合考慮最佳響應(yīng)位置和動(dòng)作壓力，進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

(2)無論是開口還是密閉的壓力容器內(nèi)，爆炸時(shí)各處的升壓速率不盡相同。本文所研究的氧混合器升壓速率介于19.5～71.04 MPa/s，最高升壓速率遠(yuǎn)超過爆破片標(biāo)定時(shí)升壓速率，在爆破片響應(yīng)時(shí)間計(jì)算時(shí)，建議予以修正。

(3)由狀況1，2對(duì)比發(fā)現(xiàn)，壓力容器通過開口與外界連通，雖然爆炸峰值壓力值會(huì)有所降低，但升壓速率可能不降反升，因此無論是密閉狀況還是開口狀況，升壓速率都不容忽視。如何建立爆破片爆破壓力與升壓速率之間的聯(lián)系，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室較低升壓速率時(shí)測得的爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)，即可得到較高升壓速率時(shí)爆破壓力，仍需要進(jìn)一步深入研究。