李陽超,杜 揚,齊 圣,李國慶,王世茂

(后勤工程學院供油系,重慶 401331)

汽油蒸氣/空氣預混火焰的無拉伸層流燃燒速率*

李陽超,杜 揚,齊 圣,李國慶,王世茂

(后勤工程學院供油系,重慶 401331)

為了研究汽油蒸氣/空氣的爆炸特性，介紹了汽油蒸氣/空氣預混火焰的無拉伸層流燃燒速率。通過實驗研究了無拉伸層流燃燒速率，與汽油的主要組分異辛烷和正庚烷與空氣的預混火焰層流燃燒速率做了對比，發(fā)現汽油蒸氣/空氣的無拉伸層流燃燒速率小于異辛烷和正庚烷與空氣的預混火焰無拉伸層流燃燒速率，但無拉伸層流燃燒速率隨當量比的變化規(guī)律相同，隨著當量比增大，無拉伸層流燃燒速率呈先增大、再減小的變化趨勢，最大值在當量比為1處取得。

汽油蒸氣;爆燃;預混火焰;超壓;無拉伸層流;燃燒速率

在石油工業(yè)生產、儲存、運輸和煉制過程中極易產生油料揮發(fā)現象，稍有不慎遇明火就會引發(fā)油氣爆炸，產生極其嚴重的后果。揮發(fā)性很強的汽油極易產生汽油蒸氣并與空氣混合形成可燃混合氣體，并且只需要極小的能量就能引發(fā)爆炸事故，常見的碳氫化合物的最小點火能量約為0.25 mJ[1]，危險程度可想而知。所以，針對汽油蒸氣/空氣混合氣體爆炸的研究具有十分重要的工程價值和理論價值。無拉伸層流燃燒速率是評估可燃氣體爆炸的重要參數，因為層流燃燒速率包含了關于可燃氣體混合物反應活性、擴散性、放熱性等基本信息[2]，也是確定可燃氣體詳細化學反應動力學機理的依據[3]。

現在關于汽油/空氣預混可燃氣體的無拉伸層流燃燒速率研究，主要是對汽車內燃機燃料供給系統，將汽油噴射至氣缸內霧化后與空氣混合形成的預混可燃氣體的無拉伸層流燃燒速率的實驗和數值模擬研究[3-5]。然而對于汽油自然蒸發(fā)聚積并與空氣形成的可燃性混合氣體的無拉伸層流燃燒速率的研究卻未見報道，現有的幾種經典爆炸理論與數值模型，例如：等溫模型、絕熱模型[6]和湍流燃燒速率模型等都需要可燃氣體層流燃燒速率作為關鍵的計算參數。所以對于汽油蒸氣爆炸防控技術來說，研究汽油蒸氣/空氣預混氣體的無拉伸層流燃燒速率對油氣爆炸的理論計算和數值模擬研究至關重要。

本文中，主要針對93號汽油蒸氣/空氣混合氣體的爆炸特性進行研究，通過實驗獲得汽油蒸氣/空氣預混火焰的爆炸超壓-時間數據和火焰?zhèn)鞑D像，基于漸近分析法和外推法對火焰?zhèn)鞑D像進行分析計算得到層流無拉伸燃燒速率，為油氣爆炸理論及數值模擬研究提供關鍵參數。

1 實驗系統與方案

本實驗系統設計如圖1所示，為了更好地表現火焰?zhèn)鞑ニ俾逝c超壓的對應關系，采用超壓測量、數據采集與高速攝影同步進行的實驗方法。為了測量火焰?zhèn)鞑ニ俾?，本實驗在帶有可視化窗口的立方體容器主實驗臺架中進行。容器的截面尺寸為200 mm×200 mm，長為500 mm?？梢暬安捎娩摶Ａ?，透光度良好。本實驗使用高能點火器在爆炸容器中心處通過點火桿點火，其點火能量為2 J。數據采集與分析系統與壓阻式傳感器相連來采集爆炸過程中的瞬態(tài)超壓，壓力傳感器量程為0～2 MPa，采樣頻率設置為20 kHz，采樣長度為2 ms。汽油蒸氣體積分數使用GXH-1050型碳氫化合物體積分數測試儀進行測量。主實驗臺架的端部使用盲板和墊圈進行密封，保證了良好的氣密性。為模擬實際儲油過程中揮發(fā)產生的汽油蒸氣，采用汽油蒸氣發(fā)生與供給系統快速產生汽油蒸氣，該系統通過一臺真空泵以恒定的流速向主實驗臺架中供給氣體。其操作流程為：打開球閥a、b、d和e，關閉球閥c，這時真空泵產生的氣流以恒定流速向油瓶中吹氣，因為連接球閥d的管路在汽油液面以下，氣流使液態(tài)汽油不斷翻滾，加速了液態(tài)汽油中輕質組分的揮發(fā)，再通過液面以上的管路輸送到主實驗容器中；當碳氫體積分數測試儀顯示達到實驗所需體積分數時，關閉球閥d、e，打開球閥c，使汽油蒸氣在容器中循環(huán)一段時間，使得汽油蒸汽與空氣混合均勻。當碳氫測試儀顯示體積分數不再變化時，關閉真空泵和球閥a、b，防止汽油蒸氣泄漏，碳氫測試儀繼續(xù)測量15 s，保證體積分數穩(wěn)定不變后，即認為容器中汽油蒸氣體積分數達到實驗要求。實驗過程中使用高速攝影儀記錄火焰發(fā)展過程，所使用的高速攝影儀拍攝速率為250 s-1。整個實驗系統由電腦上的同步控制系統啟動，實現點火、測壓與高速攝影同步進行。本實驗的工況條件：汽油蒸氣/空氣混合物中汽油蒸氣的體積分數為1.50%、1.65%、1.70%、2.00%、2.48%，初始壓力為0.1 MPa,初始溫度為300 K,點火能量為2 J,拍攝速率為250 s-1。每組汽油蒸氣體積分數下的實驗至少重復5次，每組實驗數據的標準差在2%以內，實驗具有較高的重復性。

2 無拉伸層流燃燒速率與馬克斯坦長度的計算方法

可燃氣體的層流燃燒速率和馬克斯坦長度的獲取通常有以下3種方法:方法1，根據可燃氣體爆炸過程中火焰?zhèn)鞑ニ俾实臏y量結果，進行一系列計算得到[4,7-9]；方法2，通過先進的圖像后處理技術，如層析圖像和PIV(particle image velocimetry)技術直接測量火焰鋒面相對于新鮮未燃氣體的傳播速率，根據燃燒速率的定義(燃燒速率是火焰前鋒相對于前方未燃氣體的相對傳播速率)，測量值即為層流燃燒速率[4-5]；方法3，通過熱流法來獲取層流燃燒速率[10]。本文中采用方法1計算無拉伸層流燃燒速率，該方法也是應用最普遍的計算燃料/空氣混合氣體無拉伸層流燃燒速率的方法。

首先，通過高速攝影儀得到汽油蒸氣爆炸過程中火焰?zhèn)鞑ミ^程圖像，從圖像信息中提取不同時刻的火焰半徑Rfla，關于火焰半徑的提取方法需根據特定工況條件下的火焰?zhèn)鞑顟B(tài)來確定。實驗中火焰形態(tài)會受到容器形狀、拉伸、Lewis數和可燃氣體當量比的影響，所以為了使火焰半徑的測量誤差盡可能控制在較小的范圍內，針對不同的實驗狀況研究者們采用了不同的提取方法。A.Hayakawa等[11]利用圓柱形容器，在中心點火條件下研究層流燃燒速率，將紋影圖像中與火焰面積相等的圓的半徑等效為火焰半徑。齊圣[12]在測量容積式密閉空間內火焰?zhèn)鞑ニ俾实膶嶒炛?，鑒于火焰?zhèn)鞑ミ^程中出現的水母形火焰[11]，導致火焰在水平方向與垂直方向上傳播速率具有明顯的差異，采用取火焰3個傳播方向上速率平均值作為火焰?zhèn)鞑ニ俾省１疚闹兴褂玫娜萜髋c齊圣[12]的實驗容器形狀相同，且在實驗過程中也出現水母形火焰，所以本文中采用齊圣[12]的火焰半徑提取方法，來計算本實驗中的拉伸火焰速率SN。該方法需測量水平、豎直方向上共3個火焰半徑值，如圖2火焰半徑提取示意圖所示。根據下式：

(1)

可以計算出實際火焰半徑rfla，其中α為實際距離與高速攝影圖像中距離的比值。由此，可以得到球狀預混火焰?zhèn)鞑ミ^程中的拉伸火焰速率：

(2)

式中：t為時間。

通過拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛N來計算無拉伸層流燃燒速率SL需要考慮實際火焰面?zhèn)鞑ミ^程中變形的影響。理論上，無拉伸層流燃燒速率SL是指在無限大平面中層流火焰(一維)的燃燒速率，但是實驗中預混火焰的火焰鋒面在傳播過程中發(fā)生彎曲變形，形成了球狀火焰，所以拉伸效應對層流燃燒速率的影響必須考慮在內。通過火焰拉伸率ε來表征火焰的拉伸程度，其為單位時間、單位面積火焰表面積的變化率。對于以球狀傳播的火焰，其拉伸率ε可以用下式表示：

(3)

SS-SN=Lbε

(4)

式中:Lb為已燃氣體的馬克斯坦長度。因此，無拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛S可以由外推法[14]得到，即當ε→0(或rfla→∞)時，SS=SN，而SN是可以通過高速攝影圖像測量計算得到的。得到SS后，無拉伸層流燃燒速率SL可以由下式計算得到：

(5)

式中：ρu為未燃氣體密度，ρb為已燃氣體密度。

3 實驗結果與分析

3.1火焰形態(tài)

如圖3所示為汽油蒸氣體積分數為2.00%時的火焰時序圖像，從圖3可以發(fā)現在實驗中從32 ms開始，火焰核心逐漸脫離點火中心向上方運動，從40 ms以后開始出現水母形火焰。這是由于浮力作用[11]的緣故，火焰形態(tài)發(fā)生了顯著的變化，火焰?zhèn)鞑ニ俾室搽S之發(fā)生變化，導致火焰?zhèn)鞑ミ^程中3個方向上的火焰?zhèn)鞑ニ俾十a生差異?；鹧婧诵氖芨×ψ饔孟蛏线\動，并不斷朝水平方向發(fā)展，火焰從球狀火焰逐漸發(fā)展為水母形火焰。為保證無拉伸層流燃燒速率計算的可靠性，需要盡可能避免浮力作用的影響。如圖4所示，對比汽油蒸氣體積分數為1.48%的汽油蒸氣/空氣預混火焰?zhèn)鞑ニ俾屎推驼魵怏w積分數為1.65%的汽油蒸氣/空氣預混火焰?zhèn)鞑ニ俾士芍驼魵怏w積分數低的汽油蒸氣/空氣混合物火焰?zhèn)鞑ニ俾氏鄬^慢，容易受浮力作用的干擾，此時通過高速攝影圖像得到的火焰?zhèn)鞑ニ俾适前烁×ν婆e作用的火焰?zhèn)鞑ニ俾?，在低體積分數情況下應該使用高速激光層析掃描記錄的方法得到火焰鋒面與未燃新鮮氣體之間的相對速率來得到燃燒速率[5]，所以不能使用本文中所述方法來進行測量[11]。在高體積分數條件下，高速攝影圖像顯示沒有形成明顯的球狀火焰，如圖4中汽油蒸氣體積分數為2.90%的汽油蒸氣/空氣預混火焰所示，因此也不能使用本文中所述方法。汽油蒸氣/空氣混合氣體在常溫常壓條件下的爆炸極限為汽油蒸氣體積分數在0.92%～3.76%之間[3]，本實驗中發(fā)現汽油蒸氣體積分數在1.50%～2.48%之間，即汽油蒸氣體積分數在1.63～2.70倍爆炸極限下限LEL(lower explosion limitation)之間的汽油蒸氣/空氣混合氣體在爆炸初期階段具有較快的火焰?zhèn)鞑ニ俾屎兔黠@的球狀火焰，相比低體積分數預混油氣火焰的傳播速率其受到的浮力作用可以忽略，所以適合使用本文中所述方法進行火焰?zhèn)鞑ニ俾实奶崛?。因此，本文中選取該區(qū)間內4種汽油蒸氣初始體積分數1.50%、1.65%、1.70%、2.00%下的預混氣體火焰作為研究對象。

3.2無拉伸層流燃燒速率

可燃氣體的無拉伸層流燃燒速率與初始壓力、點火能和溫度等參數有關[15]，針對一般石油工業(yè)中油氣泄漏事故大多發(fā)生在常溫常壓情況下，汽油蒸氣/空氣預混氣體遇明火發(fā)生爆炸事故的案例占大多數，所以本文中研究在常溫常壓條件下汽油蒸氣/空氣混合氣體的無拉伸層流燃燒速率，實驗容器初始狀態(tài)為常溫常壓。點火能對初期火焰燃燒速率的影響很大，點火能越高，火焰燃燒速率越快，且升壓速率越平穩(wěn)，火焰核心越易達到穩(wěn)定狀態(tài)[15]，但是過高的點火能使得火焰燃燒速率過快而高速攝影儀采集速率有限，導致火焰燃燒速率計算精度降低，當點火能設置為2 J時能滿足要求。為了減小點火能的影響，使火焰燃燒速率獨立于點火能，一些研究者認為當火焰直徑大于6 mm(臨界直徑)時火焰燃燒速率不受影響[10,15-16]，所以本文中取火焰半徑rfla大于6 mm時的圖像進行計算。同時，要保證火焰發(fā)展過程中壓力盡可能保持在一個大氣壓附近，所以只有火焰?zhèn)鞑コ跗趬毫ι仙炔淮髸r的火焰在本文中才具有研究價值。將點火時刻到爆炸超壓上升幅度在初始壓力pi的10%范圍內的時間間隔定義為爆炸孕育期τpreg，如圖5所示為汽油蒸氣體積分數為2.00%的汽油蒸氣/空氣預混氣體爆炸孕育期示意圖。從點火時刻0 ms開始，壓力經過緩慢上升達到10%pi時的這段時間即為爆炸孕育期τpreg，而且在τpreg內3個方向上的火焰半徑rfla,1、rfla,2、rfla,3要滿足不受壁面作用影響的臨界條件：rfla≤30%rves，即火焰半徑范圍要在容器半徑rves的30%以內[17]。在本實驗中4種汽油蒸氣初始體積分數條件下，在τpreg內均可以認為容器中壓力恒定，且火焰?zhèn)鞑ミ^程中不受點火能和壁面作用的影響。

以汽油蒸氣初始體積分數為2.00%的汽油蒸氣/空氣混合氣體為例，說明無拉伸層流燃燒速率的計算過程。首先，通過火焰的高速攝影圖像(圖3)得到火焰在τpreg階段內在水平、豎直共3個方向上的火焰半徑，取其平均值得到火焰半徑rfla，通過式(2)得到拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛N。進而，發(fā)現火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛N隨火焰拉伸率ε變化的規(guī)律，如圖6所示，大致呈線性變化規(guī)律，所以根據式(4)進行線性擬合，得到拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛N(cm/s)關于火焰拉伸率ε(s-1)的線性函數，如下式所示：

SN=238.57-0.426ε

(6)

由上文可知，通過漸進分析可得無拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛S與拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛N的差值與火焰拉伸率ε成比例，且比例常數即為已燃氣體馬克斯坦長度Lb。對式(6)使用外推法(ε→0)，得到圖6中縱軸截距即為汽油蒸氣初始體積分數為2.00%時汽油蒸氣/空氣混合氣體的無拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾蔛S，為238.57 cm/s，已燃氣體的馬克斯坦長度Lb為0.426 cm。然后，通過式(5)得到無拉伸層流燃燒速率SL，關于已燃氣體與未燃氣體密度的比值可由文獻[18]中得知，典型的常壓烴/氧火焰，燃燒前后氣體的密度比約為7，油氣的主要成分為烷烴、芳香烴等輕質組分，且爆燃初期烴分別與空氣和氧氣預混燃燒的反應速率差別不大，因為空氣中的氧氣在初期也處于富足狀態(tài)，所以本文中采用烴/氧火焰常壓爆燃前后氣體密度比。最后，汽油蒸氣/空氣預混氣體的SL計算結果為34.08 cm/s。

由以上方法得到其他幾種體積分數下混合可燃氣體的無拉伸層流燃燒速率SL和馬克斯坦長度Lb，為便于和其他燃料/空氣混合物的SL進行對比，需要將汽油蒸氣體積分數換算為當量比Φ，由于汽油蒸氣不同于單一組分可燃氣體，如甲烷、氫氣等，其化學成分復雜，難以準確確定其化學反應機理和反應組分，根據文獻[19]以異辛烷作為汽油蒸氣的主要成分，確定了汽油蒸氣/空氣燃燒反應時的化學當量比1在汽油蒸氣體積分數1.65%下取得，通過換算后的當量比Φ與無拉伸層流燃燒速率SL之間的對應關系如圖7所示。

根據圖7可知，汽油蒸氣/空氣預混氣體無拉伸層流燃燒速率與文獻[5,20]中異辛烷、正庚烷和甲烷與空氣的預混氣體的無拉伸層流燃燒速率隨當量比變化的規(guī)律一致，即呈拋物線型變化規(guī)律，在當量比為1時取得最大值。本文的汽油蒸氣由車用93號汽油揮發(fā)產生，文獻[19]中則使用異辛烷代替汽油蒸氣的主要成分，但是從無拉伸層流燃燒速率SL來看，汽油蒸氣/空氣預混氣體與異辛烷/空氣、正庚烷/空氣、甲烷/空氣預混氣體的燃燒速率具有較大差異，所以不能簡單地使用異辛烷或正庚烷與空氣的預混火焰無拉伸層流燃燒速率SL代替真實的汽油蒸氣/空氣預混火焰的SL。無拉伸層流燃燒速率是表征可燃氣體化學反應劇烈程度、擴散性、放熱性的基本參數，所以汽油蒸氣與異辛烷、正庚烷、甲烷在化學性質上還存在較大的差異，在研究汽油蒸氣/空氣預混氣體爆炸時不能簡單地以異辛烷、正庚烷等汽油主要成分代替其組分，在研究汽油蒸氣/空氣預混氣體湍流燃燒和汽油蒸氣爆炸的等溫、絕熱反應模型時不能簡單地套用異辛烷、正庚烷等燃料的燃燒速率，而應該使用相應的汽油蒸氣在特定工況(壓力、溫度)條件下的燃燒速率，進而得到更符合工程實際的結論。

4 結 論

通過實驗與理論分析獲得了汽油蒸氣初始體積分數為1.50%、1.65%、1.70%、2.00%時在常溫常壓下的汽油蒸氣/空氣混合氣體的無拉伸層流燃燒速率，主要結論如下：

(1)采用漸進分析和外推法得到拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾逝c無拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾手g的線性關系，進而得到無拉伸層流燃燒速率。為避免浮力作用、點火能及壁面作用的干擾，本文中汽油蒸氣/空氣預混氣體僅適用于汽油蒸氣初始體積分數在1.50%～2.48%，即汽油蒸氣體積分數在1.63～2.70倍爆炸極限下限之間的無拉伸層流燃燒速率的計算。

(2)層流預混火焰在密閉容器中傳播時，容易受到浮力作用的影響，進而形成水母形火焰，導致火焰?zhèn)鞑ニ俾室彩艿接绊?，尤其在低體積分數時火焰?zhèn)鞑ニ俾瘦^慢，火焰?zhèn)鞑ニ俾适艿礁×ψ饔玫挠绊憞乐?，導致不能使用本文所述方法進行燃燒速率的計算，應該借助于更先進的激光層析攝影技術來測量層流燃燒速率。

(3)汽油蒸氣/空氣預混火焰無拉伸層流燃燒速率不同于異辛烷、正庚烷等汽油主要組分與空氣混合氣體的火焰無拉伸層流燃燒速率，但是火焰無拉伸層流燃燒速率隨當量比變化的規(guī)律與異辛烷、正庚烷和甲烷與空氣混合氣體的相同，呈現拋物線型變化規(guī)律，最大值在當量比為1處取得。

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Abstract: In order to characterize the explosion of the gasoline vapor/air mixture, we introduced the unstretched laminar burning velocity of premixed gasoline vapor/air flame to the research of the mixture. The unstretched laminar burning velocity was experimentally studied and compared with those of two mixture gases consisting of such major compositions of gasoline as isooctane andn-heptane, respectively. The results show that the unstretched laminar burning velocity of the prepared gasoline vapor/air mixture is lower than those of the isooctane/air mixture gas and then-heptane/air misture gas, but it takes on a similar tendency to change with the equivalence ratio, i.e. the unstretched laminar burning velocity firstly increases and then decreases with the increase of the equivalence ratio, and the maximum value can be obtained at the equivalence ratio of 1.

Keywords: gasoline vapor; deflgration; premixed flame; overpressure; unstretched laminar; burning velocity

(責任編輯 張凌云)

Gasolinevapor/airpremixedflame’sunstretchedlaminarburningvelocity

Li Yangchao, Du Yang, Qi Sheng, Li Guoqing, Wang Shimao

(DepartmentofPetroleumSupplyEngineering,LogisticalEngineeringUniversity,Chongqing401311,China)

O381國標學科代碼13035

A

10.11883/1001-1455(2017)05-0863-08

2016-03-15；

2016-10-18

國家自然科學基金項目(51704301);國防科技基金項目(3604031)重慶市研究生科研創(chuàng)新項目(CYS15235,CYB16128)

李陽超(1991— )，男，碩士研究生,liyangchao91@163.com。