郭 強(qiáng),王明洋,高康華,趙天輝,孫 松

(1.陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 210007; 2.海軍東海工程設(shè)計(jì)院,上海 200083)

可燃性氣體在工業(yè)和生活中得到了廣泛應(yīng)用，但由于生產(chǎn)、儲(chǔ)存、輸配、使用等環(huán)節(jié)中設(shè)備老化、維護(hù)滯后及人為操作等因素，氣體爆炸事故時(shí)有發(fā)生，且多發(fā)生在廠房、倉庫及民用住宅等建筑屋室內(nèi)部，造成的后果十分嚴(yán)重[1]。泄爆是此類氣體內(nèi)爆炸事故的有效防護(hù)措施，在管道、容器等方面研究較多。例如：胡俊等[2-3]進(jìn)行了大長徑比柱形容器開口泄爆過程的實(shí)驗(yàn)研究，探究了不同開口面積以及不同泄爆壓力對壓力與火焰速度的影響；Alexiou等[4-5]和Kamani等[6]對圓形管道內(nèi)的燃爆泄爆過程進(jìn)行了相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)研究,研究了不同點(diǎn)火位置及不同泄爆位置對壓力的影響；周燦等[7]、師喜林等[8]對球形容器泄爆過程開展了大量的研究工作。對于大空間泄爆過程，Chao等[9]分別在63.7和2.32 m3空間內(nèi)進(jìn)行泄爆實(shí)驗(yàn)，分析了不同類型可燃?xì)怏w、不同泄壓面積、不同體積以及障礙物等因素對最大壓力的影響。與圓柱形管道或球形容器不同，常見建筑屋室多為容積較大的方形空間，內(nèi)部存在障礙物，爆炸時(shí)門、窗等構(gòu)件可破裂形成泄壓口，其位置及泄壓面積任意，加上氣體類型、濃度、點(diǎn)火位置等影響，泄爆過程十分復(fù)雜，研究時(shí)應(yīng)當(dāng)根據(jù)實(shí)際需求，分析其中主要的一種或幾種因素對空間內(nèi)壓力和火焰發(fā)展的影響。當(dāng)前在此方面的實(shí)驗(yàn)研究不多，如文獻(xiàn)[9-11]僅得到了泄爆口外部火焰?zhèn)鞑ヌ匦院蛪毫μ匦?，?nèi)部火焰?zhèn)鞑ヌ匦噪y以從實(shí)驗(yàn)手段獲取，而空間內(nèi)部火焰?zhèn)鞑ヅc壓力變化的相互作用關(guān)系也不容忽視[2]。常用的解析模型未考慮動(dòng)力學(xué)問題，假設(shè)整個(gè)空間內(nèi)部壓力任何時(shí)刻都均勻分布，與實(shí)際工況相差較大[12]?，F(xiàn)階段CFD研究取得了顯著進(jìn)展，肖華華[13]、李潤之等[14]借助Fluent軟件研究火焰形狀，得到了與實(shí)驗(yàn)非常相近的結(jié)果。數(shù)值模擬研究可以詳細(xì)揭示火焰?zhèn)鞑ヌ匦裕兄诶斫庑贡^程。

本文中，通過實(shí)驗(yàn)研究，分析1.21 m3方形空間內(nèi)泄壓面積和氣體體積分?jǐn)?shù)對泄爆壓力的影響，在此基礎(chǔ)上，針對7%體積分?jǐn)?shù)乙烯-空氣混合氣體泄爆過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析泄爆過程中火焰陣面發(fā)展及火焰?zhèn)鞑ニ俣葘π贡^程空間內(nèi)部壓力變化的影響，為方形空間的工程泄爆防護(hù)提供參考。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置與方法

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.1 Schematic of experimental setup

圖1為自制的方形泄爆實(shí)驗(yàn)裝置，由方形腔體、混氣系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、高速攝像系統(tǒng)、壓力檢測與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。方形腔體一端封閉、一端完全開口，內(nèi)部空間尺寸為2 000 mm×1 100 mm×500 mm，容積為1.21 m3。腔體一側(cè)沿軸線每隔300 mm均勻開設(shè)6個(gè)的進(jìn)氣孔，安裝進(jìn)氣管道，中間開設(shè)1個(gè)抽氣孔。采用氣體分壓原理，參照文獻(xiàn)[15]的方法，混氣時(shí)根據(jù)所需配置乙烯體積分?jǐn)?shù)先抽取部分空氣，然后通過開設(shè)多個(gè)氣孔的進(jìn)氣管道充入乙烯氣體至標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，進(jìn)氣過程的局部湍流將加速直管氣孔周邊空間內(nèi)的氣體混合，進(jìn)氣完成后靜止10 min。點(diǎn)火裝置設(shè)置于封閉端，采用直流電源加熱電阻絲的方式點(diǎn)火。壓力傳感器選用PCB113B24，采樣頻率為200 kHz，分別位于腔體頂部與點(diǎn)火端相距600 mm和靠近泄爆口100 mm處，即圖1中的P1和P2處；高速攝像機(jī)記錄泄爆過程，拍攝頻度為1 000 s-1。

在腔體開口端安裝兩種泄壓面積不同的泄壓裝置：第1類泄壓裝置為聚乙烯薄膜，尺寸為300 mm×600 mm，面積為0.18 m2；第2類為硅酸鈣板，尺寸為1 200 mm×600 mm，泄壓面積為0.55 m2。實(shí)驗(yàn)時(shí)，分別充入體積分?jǐn)?shù)為3%、4%、5%、6%、7%、8%的乙烯氣體。

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖2～3分別為不同氣體體積分?jǐn)?shù)時(shí)、兩類泄爆條件下靠近泄爆口處測點(diǎn)的壓力曲線。由圖可見，泄爆壓力曲線均出現(xiàn)兩個(gè)峰值。點(diǎn)火后，空間內(nèi)部壓力上升使得泄壓裝置作用，泄放氣體介質(zhì)，產(chǎn)生第1個(gè)壓力峰值，泄壓面積不同時(shí)，第1個(gè)壓力峰值均在10 kPa左右，且隨體積分?jǐn)?shù)變化不明顯，而空間內(nèi)部升壓速率隨乙烯體積分?jǐn)?shù)增大而增大。隨后，壓力經(jīng)過了先下降后上升的過程，并形成第2個(gè)峰值：在小泄壓面積時(shí)，壓力下降幅度隨著氣體體積分?jǐn)?shù)增大而減小，第2個(gè)壓力峰值則隨著氣體體積分?jǐn)?shù)的逐漸增大而增大，在6%～8%體積分?jǐn)?shù)時(shí)，泄爆壓力第2峰值超過第1峰值，體積分?jǐn)?shù)為8%時(shí)，第2個(gè)壓力峰值達(dá)到26 kPa；在大泄壓面積時(shí)，壓力下降幅度隨著氣體體積分?jǐn)?shù)變化不大，均下降至-4kPa左右，相比小泄壓面積時(shí)低，第2峰值壓力均較小且隨體積分?jǐn)?shù)變化不明顯。

圖2 0.18 m2泄壓面積時(shí)不同體積分?jǐn)?shù)壓力曲線Fig.2 Overpressure curves for different volume fractions with 0.18 m2 vent area

圖3 0.55 m2泄壓面積時(shí)不同體積分?jǐn)?shù)壓力曲線Fig.3 Overpressure curves for different volume fractions with 0.55 m2 vent area

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模擬方法和初始條件

圖4 計(jì)算網(wǎng)格Fig.4 Numerical mesh

對泄壓面積為0.18 m2、體積分?jǐn)?shù)7%乙烯-空氣混合氣體爆燃泄爆過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究。使用GAMBIT軟件對實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行三維建模，為簡化計(jì)算，模擬過程中忽略容器中進(jìn)氣管路的影響，根據(jù)對稱性取二分之一模型并劃分六面體網(wǎng)格，如圖4所示。其中：方形空間為12.5 mm的三維均一結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，泄爆口外部流場為大小呈梯度變化的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)為629 760個(gè)；壁面邊界條件為絕熱邊界條件，泄爆口初始時(shí)設(shè)置為壁面邊界類型，假設(shè)內(nèi)部壓力到達(dá)開啟壓力10 kPa后泄爆口瞬間完全開啟，設(shè)置為內(nèi)部邊界類型。

計(jì)算選用的CFD軟件為Fluent 17.0，采用壓力基瞬態(tài)求解器，基于RNGk-ε湍流模型和EDC燃燒模型，壓力-速度耦合求解算法采用SIMPLEC算法。質(zhì)量方程、動(dòng)量方程、組分方程和能量方程的控制方程為：

(1)

(2)

(3)

(4)

RNGk-ε湍流模型的方程為：

(5)

(6)

(7)

采用的化學(xué)反應(yīng)為總包反應(yīng)，化學(xué)反應(yīng)方程為：C2H4+3O2→2CO2+2H2O。

初始?jí)毫闃?biāo)準(zhǔn)大氣壓，容器中完全靜止，各方向速度分量為零，湍流動(dòng)能為1 m2/s2，湍流耗散率為1 m2/s2，容器中混合氣體體積分?jǐn)?shù)分別為乙烯0.07，氧氣0.024，其余均為氮?dú)?，初始溫度?00 K。點(diǎn)火區(qū)域設(shè)置于容器一端中心處，點(diǎn)火半徑為5 cm，初始溫度為1 200 K，假設(shè)點(diǎn)火時(shí)乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)的一半發(fā)生反應(yīng)。壓力監(jiān)測點(diǎn)位于容器內(nèi)靠近泄爆口的上壁面，與實(shí)驗(yàn)中的P2壓力傳感器位置相同。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果

圖5為小泄壓面積(0.18 m2)、7%體積分?jǐn)?shù)時(shí)數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)中測得的壓力曲線的對比。

圖5 實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的壓力曲線Fig.5 Overpressure curves between experimental and numerical results

由圖可見：在泄爆前密閉空間爆燃階段，兩者壓力曲線較為一致；泄壓口開啟后，計(jì)算壓力和實(shí)驗(yàn)壓力均呈現(xiàn)先下降后上升再下降的趨勢，但計(jì)算壓力整體小于實(shí)驗(yàn)壓力，且計(jì)算壓力的下降速率要大于實(shí)驗(yàn)壓力，而上升速率和第2個(gè)壓力峰值小于實(shí)驗(yàn)壓力。主要原因在于，數(shù)值模擬中假設(shè)泄爆口瞬時(shí)完全開啟，未考慮泄爆口的開啟過程，而在實(shí)驗(yàn)中，泄爆口的開啟雖然短暫但仍需要一定的時(shí)間。該時(shí)段實(shí)驗(yàn)泄爆效果不如數(shù)值模擬結(jié)果。此外，實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)部含有6根進(jìn)氣管道，盡管阻塞率較小，但在火焰?zhèn)鞑ミ^程中仍會(huì)造成火焰速度加快，壓力上升速率增大，在泄壓面積一定時(shí)，將產(chǎn)生更大的壓力峰值，數(shù)值模擬中未考慮其影響也是造成計(jì)算與實(shí)驗(yàn)壓力誤差的原因之一。上述分析表明，該數(shù)值模擬方法能夠較合理地描述方形空間內(nèi)氣體爆燃泄放過程及其壓力發(fā)展趨勢。

3 結(jié)果與分析

3.1 泄爆過程火焰面形態(tài)變化

圖6為方形空間內(nèi)部不同時(shí)刻火焰發(fā)展情況。由圖可見：在初始點(diǎn)火時(shí)刻到t=40 ms時(shí)，火焰呈半球形向外擴(kuò)展；當(dāng)t=78 ms時(shí)，火焰陣面接近空間上下壁面，火焰形狀呈扁平狀，盡管已燃?xì)怏w體積較小，但空間內(nèi)部的壓力已達(dá)到泄爆開啟壓力10 kPa，火焰形狀主要由于壁面約束而呈扁平狀并向前方和兩側(cè)發(fā)展；當(dāng)t=100 ms時(shí)，火焰陣面接近空間兩側(cè)壁面，其后由于四周壁面限制僅向泄壓口方向傳播，火焰陣面前端呈扁球形，此時(shí)火焰陣面距泄壓口較遠(yuǎn)，氣流泄放對火焰形狀的影響不大；當(dāng)t=130 ms時(shí)，火焰陣面前端接近泄爆口，由泄爆產(chǎn)生的擾動(dòng)效應(yīng)使火焰陣面前端開始出現(xiàn)拉伸變形，并逐漸呈水滴形；當(dāng)t=140 ms，火焰陣面前端變形加大并被拉伸至泄爆口，其后從泄爆口中心位置傳出，在泄爆口外逐漸形成蘑菇狀的火焰前端，這與實(shí)驗(yàn)中觀察到外部火焰形態(tài)基本一致。上述分析表明，本文數(shù)值模擬方法可合理地描述方形空間內(nèi)部氣體爆燃火焰的發(fā)展過程。

3.2 泄爆過程火焰?zhèn)鞑ニ俣忍匦?/h3>

圖7～8分別為方形空間氣體泄爆過程中火焰速度與火焰前鋒位置和爆燃?jí)毫Φ年P(guān)系，其中壓力為濾波后的曲線。在密閉爆燃階段(t<78 ms)，氣體燃燒緩慢，火焰速度小于10 m/s且振蕩上升，壓力上升速率也較慢且呈現(xiàn)一定的波動(dòng)，火焰速度的震蕩可能是火焰陣面受到空間內(nèi)部壓力波作用的影響。隨著火焰陣面的發(fā)展，火焰?zhèn)鞑ニ俣炔粩嘣龃螅?dāng)t=78 ms時(shí)泄壓口開啟，氣體泄放引起的擾動(dòng)開始影響火焰前鋒，盡管圖6表明泄爆前后火焰陣面形狀并沒有明顯變化，但計(jì)算表明火焰速度在3～4 ms內(nèi)先急劇增大到40 m/s后再突然減小，形成一個(gè)峰值，該時(shí)段內(nèi)火焰前鋒位置也經(jīng)歷一個(gè)先變化較快后減緩的過程(見圖7)，而壓力同樣產(chǎn)生一個(gè)較小峰值(見圖8)。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因可能為，泄壓口開啟后空間內(nèi)氣體瞬間泄放使得火焰加速向前傳播，遇到冷的預(yù)混氣體后，燃燒反應(yīng)速率變慢，火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢。隨后，受泄放影響火焰?zhèn)鞑ニ俣扔终袷幧仙?，壓力也產(chǎn)生了較大幅度振蕩；隨著火焰陣面逐漸接近泄壓口，它受到的拉伸作用越加顯著，火焰?zhèn)鞑ニ俣炔粩嘣龃螅鹧骊嚸媲岸耸芾熳冃纬尸F(xiàn)水滴型，在火焰前鋒到達(dá)泄壓口時(shí)達(dá)到最大速度90 m/s，此時(shí)空間內(nèi)部壓力也達(dá)到第2個(gè)峰值；此后，火焰?zhèn)鞒鲂箟嚎冢瑝毫χ饾u回落。

圖6 泄爆過程火焰?zhèn)鞑DFig.6 Image of premixed flame propagation during explosion venting

圖7 火焰陣面前端位置與速度Fig.7 Flames speed and flame front position

圖8 壓力和火焰速度Fig.8 Flames speed and overpressure

由此可見，空間內(nèi)部壓力發(fā)展與火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓芮邢嚓P(guān)?；鹧?zhèn)鞑ニ俣仍娇欤瘜W(xué)反應(yīng)越劇烈，單位時(shí)間產(chǎn)生的已燃?xì)怏w體積越大，內(nèi)部壓力上升速率越快，將產(chǎn)生更大的壓力峰值。泄壓口開啟后，氣流泄放對空間內(nèi)部的擾動(dòng)引發(fā)爆燃火焰速度的加快，隨著火焰前鋒接近泄爆口，泄壓口泄放效應(yīng)對火焰?zhèn)鞑ビ绊懜@著，導(dǎo)致火焰陣面變形更大，火焰?zhèn)鞑ニ俣纫哺?，因而產(chǎn)生了兩次升壓過程和的兩個(gè)壓力峰值。

4 結(jié) 論

通過對方形空間內(nèi)不同體積分?jǐn)?shù)乙烯-空氣預(yù)混氣體在兩種不同泄壓面積下的爆燃泄爆過程壓力和火焰特性的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，可以得出以下結(jié)論。

(1)在泄爆壓力為10 kPa左右時(shí)，大泄壓面積和小泄壓面積條件下壓力曲線均出現(xiàn)雙峰。小泄壓面積時(shí)，隨著氣體混合物中乙烯體積分?jǐn)?shù)增大，升壓速率越快，第2峰值越大，在6%～8%體積分?jǐn)?shù)時(shí)，第2峰值超過第1峰值。而在大泄壓面積時(shí)，泄爆后壓力下降幅度較大，第2峰值較小，且第2峰值隨體積分?jǐn)?shù)增加變化不大。

(2)數(shù)值模擬中，假設(shè)泄爆口瞬時(shí)完全開啟，未考慮泄爆口開啟過程，與實(shí)驗(yàn)中泄爆口非瞬時(shí)開啟的情況相比，泄爆后壓力下降較快且幅度更大，第2超壓峰值小。因此，盡量減小泄爆裝置的開啟時(shí)間，對于泄爆后的二次升壓過程有一定的削弱作用。

(3)火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c壓力發(fā)展存在對應(yīng)關(guān)系，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊淖兓菈毫Ξa(chǎn)生波動(dòng)的主要原因。泄爆口開啟后所引發(fā)的湍流效應(yīng)將導(dǎo)致空間內(nèi)火焰速度明顯增大，火焰前鋒越接近泄爆口，湍流效應(yīng)對火焰的影響越顯著，表現(xiàn)為火焰變形增大，火焰陣面前端呈水滴形，傳播速度加快?；鹧?zhèn)鞑ニ俾实脑龃髮?dǎo)致壓力上升速率的增加，當(dāng)火焰?zhèn)鞑ニ俾试鲋磷畲髸r(shí)，產(chǎn)生了第2個(gè)壓力峰值。