王世茂，李向東，蔡運雄，李國慶，齊圣

（1 中國空氣動力研究與發(fā)展中心空天技術研究所，四川綿陽 621000；2 高超聲速沖壓發(fā)動機技術國防重點實驗室，四川綿陽 621000；3 陸軍勤務學院油料系，重慶 401331；4 63926部隊，北京 100192；5 國民核生化災害防護國家重點實驗室，北京 102205）

引言

石油類燃料如航空煤油、汽油、柴油等在工業(yè)生產(chǎn)、武器試驗、能源化工等領域有著廣泛的應用，其固有的易揮發(fā)屬性也使其極易在各類工況中大量蒸發(fā)，進而形成易燃易爆的燃料蒸氣-空氣預混氣體，這種可燃氣體一旦遇到點火源將形成爆燃并對人員和設備造成嚴重損傷[1-2]。因此，保證石油燃料的安全儲存與使用，降低爆燃事故的破壞強度顯得尤為重要。

在可燃氣體爆炸防護領域，泄爆技術是被廣泛應用的減災手段，當腔室內(nèi)發(fā)生氣體爆炸時，超壓迅速升高并促使泄爆裝置啟動，腔室內(nèi)的超壓和火焰會迅速泄放，從而大幅度削弱氣體爆炸的破壞強度。因此，研究者們對可燃氣體泄爆過程開展了廣泛的實驗研究，包括但不限于燃料類型、燃料當量比、泄爆膜強度、泄爆口尺寸、點火位置、容器尺寸等初始和邊界條件對泄爆超壓和火焰參數(shù)的影響特征。例如，Wang 等[3]利用20 L 小尺寸圓柱狀容器研究了低泄爆膜破壞強度條件下汽油蒸氣的泄爆超壓特性，并與甲烷、氫氣、丙烷等氣體的泄爆參數(shù)進行了對比，發(fā)現(xiàn)當燃料不同時，超壓峰值的個數(shù)及控制機制均有差異。Fakandu 等[4]研究了長徑比為2.8的圓筒容器中甲烷的泄爆過程，共發(fā)現(xiàn)了6個典型的超壓峰值，其形成原因分別為破膜(Pburst)、泄流(Pfv)、外部爆炸(Pext)、火焰擴展(Pmfa)、回流(Prev)、聲熱耦合(Pac)；另外，隨著泄爆膜強度、甲烷濃度、泄爆口面積的改變，最大超壓峰值的類型也呈現(xiàn)出顯著的多元化的特點。Guo等[5-6]利用12 L的圓柱狀容器研究了泄爆裝置強度、可燃氣體濃度、點火位置、泄爆裝置對氫氣泄爆特性的影響，結果顯示：當膜片強度適中(23 kPa)、氣體濃度接近化學當量比、點火位置位于中心時，泄爆過程中超壓峰值的數(shù)目較多，且伴隨有更強烈的Helmohtz 振蕩。時高龍等[7]和溫小萍等[8]分別基于80 mm×80 mm×1000 mm 和50 mm×50 mm×250 mm 單側開口的透明有機玻璃爆炸管道平臺開展了富氧空氣-甲烷和摻氫甲烷-空氣的泄壓爆炸實驗，并將超壓曲線與火焰圖像進行了耦合分析，發(fā)現(xiàn)富氧和摻氫條件下甲烷泄爆發(fā)展過程中會產(chǎn)生高頻超壓振蕩。另外，為了使實驗結果更具實踐應用價值，研究者們開展了中、大尺度條件下的可燃氣體泄爆實驗。Zhang 等[9]利用1 m3爆炸腔研究了含有鉸鏈式泄爆板空間中氫氣泄爆特性，并給出爆炸超壓與泄爆板質(zhì)量之間的擬合關系。Sun 等[10]利用2 m×1.2 m×0.6 m 的容器研究了乙烯泄爆過程中外部爆炸火焰?zhèn)鞑ヌ卣?，將火焰?zhèn)鞑ミ^程劃分為四個階段，并給出了不同當量比條件下各階段的持續(xù)時間。Tomlin等[11]借助182.25 m3的大尺度爆炸室研究了泄爆口面積和內(nèi)部障礙阻塞率對天然氣泄爆特性的影響規(guī)律，該研究指出盡管民用建筑內(nèi)空間有限，但障礙物的存在會使火焰褶皺增多，進而加速燃料燃燒和能量釋放，足以產(chǎn)生破壞性較大的超壓峰值。

泄爆面積是影響泄爆發(fā)展過程的重要邊界條件之一，當泄爆面積不同時，泄爆過程的發(fā)展模式也不盡相同，從而對泄爆效果造成影響。例如，Yan 等[12]在研究不同泄爆口面積條件的粉塵泄爆過程時，發(fā)現(xiàn)在小泄爆口條件下，泄爆過程中外場火焰呈現(xiàn)為高速射流形態(tài)，并出現(xiàn)了馬赫盤結構；而在大開口率條件下，泄爆過程中外場火焰呈現(xiàn)為球狀形態(tài)，并形成了外部爆炸。Kuznetsov 等[13]在研究中尺度氫氣泄爆特性時也發(fā)現(xiàn)，當泄爆面積不同時，內(nèi)外場超壓、火焰、噪聲、溫度均出現(xiàn)不同的發(fā)展特征。這表明研究不同泄爆口開口率條件下的內(nèi)外場超壓及火焰特征，對篩選及優(yōu)化泄爆面積有著較為重要的價值，進而為燃料安全儲存、燃燒設備防護、泄爆裝置設計等工程實踐應用提供數(shù)據(jù)參考。

因此，本文基于0.002 m3小尺度玻璃方腔，搭建了燃料蒸汽泄爆實驗平臺，通過實驗的方法對不同泄爆口面積條件下氣體泄爆過程中的超壓和火焰變化特征進行了精細化捕捉，基于實驗結果解讀了不同開口率條件下燃料蒸汽泄爆的動態(tài)演變過程，并將典型工況下2 L 容器內(nèi)所獲得的實驗結果與其他尺度容器內(nèi)所獲得的實驗結果進行了對比，從超壓峰值的數(shù)量和控制機制上證實了小尺度實驗結果的參考性，并在此基礎上分析了泄爆面積對燃料泄爆過程中的超壓與火焰演變特性的影響規(guī)律。

1 實驗平臺搭建與實驗方案設計

1.1 實驗平臺搭建

小尺度容器可燃氣體泄爆實驗平臺如圖1 所示，實驗平臺由2 L泄爆腔、碳氫濃度測試裝置、可燃氣體生成系統(tǒng)、點火裝置、瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集裝置、高速相機、同步觸發(fā)器、壓力傳感器等組成，如圖1所示。

圖1 實驗平臺示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

實驗容器為PMMA 容器，尺寸為0.002 m3(0.1 m×0.1 m×0.2 m)，容器底端用法蘭封閉，法蘭中心設置點火桿插入孔；頂部通過不同開口的法蘭實現(xiàn)對泄爆口面積的改變，用鋁制泄爆膜片對泄爆口進行封閉。在容器內(nèi)外分別設置壓力傳感器PT1(ZXP-610)、PT2(ZXP-660)和PT3(ZXP-660)。其中，PT1 為內(nèi)場傳感器，安放于容器側壁上，到容器頂部的距離和底部的距離均為0.1 m，其目的是用于測量泄爆過程中內(nèi)場的爆炸壓力；PT2為外場軸向傳感器，安放于容器外部位于容器中軸線上，到容器頂面的幾何中心點的距離為0.2 m，主要用于測量泄爆片破裂后外場軸向(豎直方向)的壓力；PT3為外場徑向傳感器，安放于容器外部到容器頂面豎直距離0.2 m、到容器中軸線的水平距離為0.2 m，主要用于測量泄爆片破裂后外場徑向(水平方向)的壓力。使用瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(東華測試DH5960、DHDAS)對內(nèi)外場壓力進行采集，壓力傳感器相對位置如圖1 所示。利用氣流吹掃液態(tài)石油燃料(92#汽油)的方式產(chǎn)生“石油燃料蒸氣-空氣”混合物，其具體操作方式與文獻[14-15]相同：(1)首先打開1#和2#閥門，關閉3#和4#閥門，這樣氣流在容器—氣泵—1#閥門—油瓶—2#閥門—容器回路中流動，沖擊液態(tài)石油燃料從而加速其揮發(fā)，使容器中充滿燃料蒸氣，同時觀察碳氫濃度測試裝置讀數(shù)；(2)當碳氫濃度測試裝置讀數(shù)達到預期值并維持穩(wěn)定后，關閉1#和2#閥門，打開3#和4#閥門，可燃氣體繼續(xù)在容器—氣泵—3#閥門—4#閥門—容器回路中流動，進而使容器內(nèi)燃料蒸氣達到均勻預混狀態(tài)；(3)關閉氣泵及所有閥門，靜置1 min以便消除湍流的影響?？紤]到本文實驗中所使用的燃料介質(zhì)為92#汽油液體，通過高速氣流攪拌沖擊法加速氣體揮發(fā)以產(chǎn)生汽油蒸氣，在Zhang 等[16]的研究中，以C8H18作為汽油的替代燃料，當該燃料當量比為化學計量比時，其所對應的體積分數(shù)為1.6529%；而在課題組前期的實驗研究中，對于容積式容器而言，無論是泄爆實驗還是封閉爆炸實驗，實驗結果統(tǒng)計顯示在體積分數(shù)為1.70%左右時爆炸超壓達到最大水平，也符合了文獻[14-17]中可燃氣體濃度略大于1.0 時氣體爆炸強度達到最大值的結論；因此本文實驗在具體實施時，取燃料蒸氣體積分數(shù)為1.70%，以便獲得最具參考性和代表性的泄爆結果。使用高速攝影儀對火焰形態(tài)變化過程進行同步捕捉，攝影儀型號為FASTCAM-ultima 512，拍攝頻率為1000幀/秒。

1.2 實驗方案

本文所使用的容器為2 L小尺寸容器，為了同時兼顧容器體積和弱強度面面積對爆炸過程的影響，用泄爆系數(shù)Kv來衡量泄爆面積大小[13]，其表達式為：

式中，Kv為泄爆系數(shù)；V為容器體積，m3；Av為泄爆口面積，m2。

在燃料濃度YCH=1.70%條件下，通過改變泄爆口尺寸來實現(xiàn)泄爆系數(shù)的改變，泄爆尺寸分別為0.01m×0.01 m、0.02 m×0.02 m、0.045 m×0.0445 m、0.06 m×0.06 m、0.08 m×0.08 m，共5 種工況，每個工況重復3 次，其關鍵數(shù)值(如超壓峰值、超壓峰值時刻、火焰?zhèn)鞑ニ俣?、外場火焰高度、外場火焰直徑?取3次的平均值，實驗初始條件如表1所示。

表1 實驗初始條件Table 1 Initial experimental conditions

2 典型泄爆開口率下內(nèi)外場超壓變化趨勢

為考察不同泄爆面積條件下爆炸超壓演變特征，選取了三種典型泄爆面積條件下的內(nèi)外場超壓隨時間變化曲線進行對比分析，典型工況包括Kv=158.74(0.01 m×0.01 m，開口率1%)、Kv=7.94(0.045 m×0.0445 m，開口率20%)和Kv=2.48(0.08 m×0.08 m，開口率64%)。

2.1 小開口率條件下泄爆膜非正常破裂誘導的泄爆失敗（Kv=158.74）

圖2給出了泄爆開口率為1%(Kv=158.74)條件下內(nèi)外場超壓隨時間的變化曲線，從圖2可以得出，該工況泄爆效果較差，泄爆膜破裂不完全，內(nèi)場超壓未能在短時間內(nèi)有效泄放，整個工況近似為封閉爆燃。

圖2 Kv=158.74(1%開口率)條件下泄爆過程中內(nèi)外場超壓變化規(guī)律Fig.2 Overpressure-time profiles of the internal and external fields during explosion venting releasing process under the condition of Kv=158.74(1%opening rate)

對于內(nèi)場超壓-時間曲線而言(PT1)，點火后超壓緩慢升高，并于0.0601 s 時達到最大值，其數(shù)值Δp1(in)=223.44 kPa，此時火焰也完全傳播至整個容器，隨后壓力開始衰減，火焰亮度也逐漸衰弱。對于外場超壓-時間曲線而言，當內(nèi)場超壓峰值Δp1(in)出現(xiàn)時，外場超壓也達到最大，其數(shù)值Δp1(ver)=0.21 kPa(0.0603s，PT2)和Δp1(hor)=0.20 kPa(0.0602 s，PT3)，而后呈現(xiàn)為數(shù)值較小的振蕩發(fā)展狀態(tài)。

需要說明的是，該工況下內(nèi)場超壓曲線與正常泄爆時的內(nèi)外場超壓曲線明顯相悖：(1)對于小開口率工況，正常泄爆時內(nèi)場壓力會在短時間內(nèi)衰減至較低水平，而對于該工況，在超壓峰值Δp1(in)出現(xiàn)后0.030 s 內(nèi)場超壓僅僅下降至90 kPa；(2)外場無論是軸向測點還是徑向測點，超壓發(fā)展趨勢幾乎一致且其數(shù)值均未超過1.0 kPa。

基于上述現(xiàn)象可以推斷泄爆膜未完全破裂，僅在邊緣處形成微小破口，最終導致泄爆失敗，爆炸的全過程基本在內(nèi)場完成。其原因在于較小開口率泄爆膜具有較大的臨界破壞壓力(PST)，容器內(nèi)可燃氣體的爆炸壓力不足以使泄爆膜完全破裂。在這種工況下，燃料爆炸形成的沖擊波會完全作用在內(nèi)場，泄壓不及時，根據(jù)超壓-沖量準則，除了壓力峰值過大對建筑造成破壞以外，泄壓過程緩慢，沖量堆積對建筑的破壞也會很大，給燃燒設備的安全性和建筑結構的穩(wěn)定性帶來極大威脅，故在泄爆設計上應適當提高泄爆面積，避免此類泄爆失敗的工況發(fā)生。

2.2 小開口率條件下泄爆膜正常破裂誘導的射流燃燒（Kv=7.94）

圖3 給出泄爆開口率20%(Kv=7.94)時內(nèi)外場超壓-時間變化曲線，并給出了關鍵時刻點的火焰高速攝影圖片。從圖3 中的超壓曲線可以得出，該工況下泄爆膜成功破裂，其發(fā)展過程可簡化為：封閉燃燒—泄爆膜破裂—射流燃燒。

圖3 Kv=7.94(20%開口率)條件下泄爆過程中內(nèi)外場超壓變化規(guī)律Fig.3 Overpressure-time profiles of the internal and external fields during explosion venting releasing process under the condition of Kv=7.94(20%opening rate)

點火后容器中燃料燃燒導致超壓升高，在0.044 s時，容器內(nèi)爆炸超壓超過泄爆膜強度，使得泄爆膜破裂，內(nèi)場憋壓泄放的同時外場壓力也開始變化，并產(chǎn)生第一個超壓峰值Δp1(in)(PT1)、Δp1(ver)(PT2)和Δp1(hor)(PT3)，該超壓峰值的產(chǎn)生是由泄爆膜破裂所引發(fā)的，內(nèi)外場超壓峰值的數(shù)值分別為62.62 kPa(0.0442 s)、1.82 kPa(0.0471 s)和0.900 kPa(0.0460 s、PT3)。

在泄爆膜破裂前，外場絕對壓力為101.325 kPa，內(nèi)場絕對壓力為162.62 kPa，此時內(nèi)外壓力的比值大于1，故泄爆膜破壞瞬間未燃氣體以欠膨脹射流的形式向外場泄放，并主要分布在垂直于泄爆口方向上，當火焰沿軸向加速傳播至外場后，未燃氣體會在極短時間內(nèi)被完全引燃并形成柱狀射流火焰，其形態(tài)如圖3中0.052 s和0.054 s所示。從圖3中可以看出，軸向測點PT2所獲得的超壓曲線上于0.050 s 時出現(xiàn)一個明顯的超壓峰值Δp2(ver)，其數(shù)值為19.72 kPa；而徑向測點PT3 在該時刻并未出現(xiàn)明顯的峰值，而是出現(xiàn)與圖2 中類似的高頻率小振幅壓力振蕩，這說明超壓峰值Δp2(ver)是由高速火焰射流沖擊到外場傳感器測量面上時所形成的。

另外，在該工況下超壓峰值Δp2(ver)僅在外場軸向測點PT2 測得，而內(nèi)場測點PT1 和外場徑向測點PT3 并未測得，這與文獻[4,18]所得到結論有所差異：(1)文獻[4]顯示即便是在小開口率條件下，內(nèi)場也出現(xiàn)了火焰加速超壓峰值Δpfv，其數(shù)值甚至高于破膜超壓峰值Δpb；(2)在文獻[18]中，外場徑向和軸向測點均測到了火焰射流超壓峰值Δp2，不過相同比例距離處外場軸向測點所測到的超壓峰值更大。上述差異性可能與燃料種類、容器長徑比、容器體積、容器材質(zhì)有關。

在該工況下，泄爆膜的成功破裂使得內(nèi)場僅有一個超壓峰值Δp1(in)，其數(shù)值為62.62 kPa，超壓在發(fā)展到具備明顯的破壞力之前就完全泄放，有效降低了爆燃對內(nèi)場帶來的損傷。其次，泄爆所形成的火焰射流在外場的擴散范圍也相對較小，僅集中在軸向上，故可以利用導流板或泄爆導管等技術手段，將火焰引導至對外部人員和設備威脅較小的區(qū)域，是一種相對理想的泄爆方式。

2.3 大開口率條件下泄爆膜正常破裂誘導的外部爆炸（Kv=2.48）

圖4 給出開口率64%(Kv=2.48)時內(nèi)外場超壓隨時間的變化曲線，并給出了關鍵時間節(jié)點的火焰高速攝影圖片。從圖4 可以得出，該工況下泄爆膜成功破裂，其發(fā)展過程可簡化為：封閉燃燒—泄爆膜破壞—外部爆炸。

圖4 Kv=2.48(64%開口率)條件下泄爆過程中內(nèi)外場超壓變化規(guī)律Fig.4 Overpressure-time profiles of the internal and external fields during explosion venting releasing process under the condition of Kv=2.48(64%opening rate)

在泄爆膜破裂前，容器內(nèi)的燃料維持封閉爆燃的狀態(tài)，內(nèi)場壓力逐漸升高，在0.028 s 時，容器內(nèi)壓力超過泄爆膜承壓強度，泄爆膜成功破裂，內(nèi)外場超壓均出現(xiàn)顯著變化，并產(chǎn)生破膜峰值Δp1(in)(PT1)、Δp1(ver)(PT2)和Δp1(hor)(PT3)，內(nèi)外場該超壓峰值的數(shù)值分別為36.28 kPa(0.0281 s)、1.16 kPa(0.0287 s)和1.02 kPa(0.0287 s)。

當泄爆膜破壞后，憋壓瞬間泄放形成稀疏波，從而導致內(nèi)外場壓力下降，內(nèi)外場超壓分別降低到-10.76 kPa(PT1，0.0294 s)、0.27 kPa(PT2，0.0294 s)和0.23 kPa(PT3，0.0296 s)。此時火焰在泄放效應的作用下向前運動，受R-T 不穩(wěn)定性的影響，鋒面不再保持光滑而是產(chǎn)生大量褶皺，并以毛刷狀結構高速傳播至外場，火焰面上褶皺結構的出現(xiàn)增加了容器內(nèi)的燃燒速率促使了內(nèi)場超壓的升高，燃燒產(chǎn)物向外場傳播增大了體積流量，促使內(nèi)場壓力下降，二者同時作用導致在0.0305 s 時內(nèi)場出現(xiàn)泄流超壓峰值Δp2(in)(PT1)，數(shù)值為13.30 kPa，當火焰?zhèn)鞑サ饺萜魍獠繒r，外場測點測得超壓峰值Δp2(ver)(PT2，0.0308 s)和Δp2(hor)(PT3，0.0314s)，其數(shù)值分別為1.75 kPa和0.78 kPa。

泄爆膜破裂后燃料蒸氣擴散到外場，并在泄放口附近形成高濃度燃料云團，當外場燃料云團被火焰射流點燃，誘發(fā)形成了外部爆炸，其主要依據(jù)在于：(1)圖4 中0.034 s 時的高速攝影顯示外場火焰沿徑向拉伸擴張，其形狀為蘑菇云狀，顏色為亮白色，說明該時刻燃料在劇烈燃燒；(2)內(nèi)外場測點均在0.034 s 時刻附近測到了外部爆炸超壓峰值Δp3(in)(PT1)、Δp3(ver)(PT2)和Δp3(hor)(PT3)，其數(shù)值分別為4.32 kPa(0.0341 s)、2.84 kPa(0.0320 s)和1.65 kPa(0.0333 s)，尤其是該超壓峰值的內(nèi)外場數(shù)值并無數(shù)量級差異，側面說明了當泄爆過程中出現(xiàn)外部爆炸現(xiàn)象時，內(nèi)外場所受到的破壞程度基本上是相同的。

在該開口率條件下，雖然泄爆膜成功破裂，內(nèi)場超壓值也相對較小，但內(nèi)場超壓荷載隨時間變化相對復雜，且產(chǎn)生了外部爆炸，可能會在泄爆的同時對外場造成破壞，因此在工程設計中應避免該工況的出現(xiàn)。

3 典型泄爆開口率下火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊膭討B(tài)變化特征

圖5 給出了三種典型泄爆系數(shù)條件下(Kv=158.74、Kv=7.94、Kv=2.48)火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間的變化趨勢，從圖5中可以看出，雖然火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間的變化特征總體上都呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，但其具體數(shù)值與細節(jié)變化特征與泄爆模式同樣有著直接的關系。

圖5 火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間變化規(guī)律Fig.5 Variation characteristics of flame speed with time

以Kv=158.74(開口率1%)為例，火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸尸F(xiàn)出先增后減的變化規(guī)律，在點火后，火焰?zhèn)鞑ニ俣染徛龃蟛⒂?.030 s 時達到最大值5.540 m·s-1；隨后由于受到頂部泄爆片的阻擋，火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u下降，并于0.066 s 時降低至0.06 m·s-1，這說明火焰已經(jīng)完全傳播至容器頂部，無法再向前運動，火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間的變化規(guī)律也側面證實了泄爆片未出現(xiàn)大范圍的破壞，燃料蒸氣在容器內(nèi)完全燃燒。

而對于Kv=7.94(開口率20%)和Kv=2.48(開口率64%)而言，火焰隨時間的變化規(guī)律具有較高的相似性，均可以劃分為泄爆片破壞前和泄爆片破壞后兩個階段。在泄爆片破壞前，由于受到頂部封閉膜片的影響，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑鲩L相對緩慢：當Kv=7.94時，在0.04 s時(泄爆片破壞前0.002 s)火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?.588 m·s-1，當Kv=2.48時，在0.024 s時(泄爆片破壞前0.002 s)火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?.788 m·s-1。在泄爆片破壞瞬間，內(nèi)外壓差誘導的強泄放效應會驅(qū)動大量氣體經(jīng)由泄爆口加速向外界運動，從而致使火焰?zhèn)鞑ニ俣榷虝r間內(nèi)急劇升高，并分別于0.044 s 和0.030 s達到最大值65.667 m·s-1(Kv=7.94)和45.667 m·s-1(Kv=2.48)。另外，當弱強度面破壞后，火焰達到最大速度后開始減速，但Kv=2.48(開口率64%)時的火焰?zhèn)鞑ニ俣人p速率小于Kv=7.94(開口率20%)時的火焰衰減速率，這是由于大開口條件下外部爆炸的發(fā)生導致火焰?zhèn)鞑ニ俣热跃S持在較高水平。

4 容器尺度對泄爆超壓參數(shù)的影響特征

與中、大尺度泄爆實驗相比，小尺度泄爆實驗具有成本低、效率高、風險可控等優(yōu)點，但受限于容器較小的尺度，可能無法真實反映中、大尺度實驗中存在的特殊現(xiàn)象及關鍵參數(shù)演變過程。因此，通過與不同尺度的容器中的實驗結果進行對比，進而獲得泄爆實驗的尺度差異，可以有效分析小尺度泄爆實驗結果可靠性。

表2 給出了1.70%燃料體積濃度附近，不同體積尺度容器中92#汽油蒸氣-空氣混合物泄爆過程中內(nèi)場典型超壓峰值的分布規(guī)律，為了保證各尺度容器的幾何形狀和開口率的相似性，泄爆系數(shù)均小于3.0。體積尺度包括0.004 m3(0.1 m×0.1 m×0.4 m)、0.02 m3(D=0.3 m，H=0.3m)和0.276 m3(D=0.8m，H=0.55m)。

從表2 中可以得出，對于不同體積尺度條件下的容器，如果保證泄爆系數(shù)Kv相似，則爆炸超壓峰值的數(shù)量和其具體的控制機理也同樣具有較高的相似性。以0.002 m3、0.004 m3、0.02m3為例，在各自實驗實施過程中，三者泄爆系數(shù)Kv分別為2.48、2.52、1.74，在各自泄爆發(fā)展過程中，均形成了破膜超壓峰值(Δp1(in)、Pb、Δp1)、火焰泄放超壓峰值(Δp2(in)、Pfv、Δp2)、外部爆炸超壓峰值(Δp3(in)、Pext、Δp3)；對于0.276m3容器而言，其泄爆系數(shù)Kv為0.84，其在爆炸過程中也出現(xiàn)了弱強度邊界破壞超壓峰值(Δp1)和外部爆炸超壓峰值(Δp2)。因此，結合表2 中不同尺度容器的實驗結果，從超壓峰值的數(shù)量和其控制機制的角度來看，當燃料類型相同、燃料體積濃度近似相等時，泄爆超壓的分布特征與泄爆系數(shù)Kv密切相關，即如果保證泄爆系數(shù)相等或近似，則小尺度實驗所獲得的實驗結果一定程度上同樣可以延展于其他尺度的泄爆工況。因此，搭建小尺度平臺，開展風險可控的氣體泄爆實驗是基于實驗室環(huán)境下揭示燃料泄爆動力學特征的有效途徑。

表2 不同尺度容器中92#汽油蒸氣泄爆超壓峰值分布情況Table 2 Characteristics of overpressure peak value of 92#gasoline vapor venting explosion in containers of different scales

5 不同泄爆口開口率工況下泄爆關鍵參數(shù)的變化特征

超壓和火焰是可燃氣體泄爆過程中對人員設備造成殺傷和破壞的主要參數(shù)，前者主要依賴于壓力波的沖擊，后者主要依賴于火球的輻射放熱和局部耗氧；而當泄爆口面積不同時，內(nèi)外場超壓和火焰參數(shù)如最大超壓峰值、最大火焰?zhèn)鞑ニ俣?、最大火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x均有顯著的差異，因此分析開口率(泄爆系數(shù))對超壓及火焰參數(shù)的影響規(guī)律，對優(yōu)化泄爆裝置有著參考意義。

5.1 泄爆口開口率對內(nèi)外場最大超壓的影響

圖6 和圖7 分別給出了不同泄爆系數(shù)條件下內(nèi)外場最大超壓的變化規(guī)律，在進行超壓數(shù)據(jù)分析時，所取的對象均為三次實驗的平均超壓值。

圖7 不同開口率條件下外場超壓變化特征Fig.7 Variation characteristics of external overpressure under different opening ratios

從圖6 中可以得出，隨著泄爆系數(shù)Kv的增大(開口率的減小)，內(nèi)場最大超壓峰值呈現(xiàn)出逐漸升高的變化趨勢，最大超壓峰值的控制機制均為泄爆膜的破壞(Δp1(in))。當Kv為2.48 時(開口率64%)，內(nèi)場最大超壓峰值平均值為36.79 kPa；而當Kv為4.41、7.94、39.68 和158.74 時(開口率36%、20%、4%和1%)，內(nèi)場最大超壓峰值平均值分別為55.03、65.44、131.76和224.74 kPa，后者較前者分別增大了49.57%、77.87%、258.14%和510.87%。

圖6 不同開口率條件下內(nèi)場超壓變化特征Fig.6 Variation characteristics of internal overpressure under different opening ratios

對于外場軸向最大超壓峰值而言，當Kv≤39.68時(開口率≥4%)，泄爆膜均成功破裂，外場軸向最大爆炸超壓峰值隨著Kv的增加逐漸增加：(1) 在Kv為2.48、4.41 時(開口率64%和36%)，最大超壓峰值的控制機制為外部爆炸(Δp3(ver))，其平均值分別為2.69 kPa、3.99 kPa；(2) 在Kv為7.94、39.68 時(開口率20%和4%)，最大超壓峰值的控制機制為火焰射流沖擊(Δp2(ver))，其平均值分別為20.31 kPa、58.35 kPa；(3)Kv為158.74 時(開口率1%)，泄爆膜并未成功破裂，外場軸向最大超壓峰值的平均值為0.12 kPa，遠低于前幾種工況下的超壓峰值數(shù)值。

對于外場徑向最大超壓峰值而言，當Kv≤39.68時(開口率≥4%)，泄爆膜均成功破裂，其超壓峰值均小于5.0 kPa：(1)在Kv為2.48、4.41 時(開口率64%和36%)，最大超壓峰值的控制機制為外部爆炸(Δp3(hor))，其平均值分別為1.49、3.16 kPa；(2)在Kv為7.94、39.68時(開口率20%和4%)，最大超壓峰值的控制機制為泄爆膜破裂(Δp1(hor))，其平均值分別為1.07、0.76 kPa；(3)Kv=158.74時(開口率1%)，泄爆膜并未成功破裂，外場軸向最大超壓峰值的平均值為0.11 kPa。

需要指出的是，火焰射流直接沖擊引發(fā)的外場軸向超壓躍升遠高于外部爆炸，將Kv=2.48條件下軸向最大超壓峰值與Kv=39.68條件下軸向最大超壓峰值進行對比，后者是前者的20.69 倍。這是由于大開口率條件下外部爆炸所形成壓力波會在向四周傳播的同時衰減，其作用在傳感器接觸面上的沖擊波強度有限；而在小開口條件下外場火焰為集中在軸向上的高速射流火焰，這種空間分布相對集中且持續(xù)時間較長的高速射流通常具有更高的總壓，直接沖擊在傳感器感應面上時會形成更大的超壓。

5.2 不同方向外場最大超壓峰值的差異性分析

從圖7中可以看出，當泄爆膜成功破裂時，無論外部爆炸發(fā)生與否，軸向最大超壓峰值均要大于徑向超壓峰值。圖8 給出了泄爆膜成功破裂條件下，外場不同方向最大超壓峰值的比值隨泄爆系數(shù)Kv的變化規(guī)律。

圖8 外場軸向和徑向超壓峰值的比值隨開口率的變化規(guī)律Fig.8 Ratios of the axial and radial overpressure peaks in the external fields under different opening ratios

從圖8可以得出，隨著Kv的增大，軸向最大超壓與徑向最大超壓的比值總體呈現(xiàn)出先減后增的趨勢：(1)當Kv為2.48 和4.41 時，該開口率條件下發(fā)生外部爆炸，軸向最大超壓峰值分別是徑向最大超壓峰值的1.82 倍和1.26 倍；(2)當Kv為7.94 和39.68 時，該開口率條件下發(fā)生射流燃燒，軸向最大超壓峰值分別是徑向最大超壓峰值的18.92倍和78.45倍。

從能量釋放角度來看，外場空間某個方向上超壓值大小反映了該方向上燃料燃燒的釋能總量，外部某方向燃料蒸氣分布越多，則燃燒釋能越多，該點處的超壓值越大。對于未燃氣體在徑向方向的擴散過程而言，當泄爆膜破壞時，內(nèi)外場較大的壓差驅(qū)動未燃氣體沿軸向噴射，從而使得軸向方向上有大量未燃物分布；而對于未燃氣體在徑向方向的擴散過程而言，高速運動的未燃氣體噴射進入相對靜止的外部大氣時，在K-H 不穩(wěn)定性的作用下會產(chǎn)生速度剪切層，誘導流場內(nèi)出現(xiàn)渦旋，渦旋的橫向拉伸效應驅(qū)動未燃氣體沿徑向方向擴散。對于氣體泄爆過程而言，泄爆膜破壞前的內(nèi)場高壓是未燃氣體向外場傳播擴散的主要驅(qū)動力，因此泄爆膜破壞后軸向方向的強泄流驅(qū)動效應要遠大于徑向方向渦旋拉伸效應，從而促使未燃氣體主要是沿軸向分布，徑向方向上未燃氣體總量相對較少，因此被點燃后沿豎直方向的能量總量多，產(chǎn)生的超壓值更大。

5.3 泄爆開口率對火焰參數(shù)的影響特征

圖9 給出了爆炸過程中最大火焰?zhèn)鞑ニ俣取⒒鹧嫜剌S向的最遠傳播距離、火焰沿徑向的最遠傳播距離隨開口率的變化關系、參數(shù)的變化特征，關鍵參數(shù)數(shù)值均為3次實驗獲得的平均值。

由圖9 可得，當Kv≤39.68(開口率≥4%)時，對于火焰?zhèn)鞑ニ俣取⑤S向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x而言，其數(shù)值隨著Kv的增加而增加，以Kv=2.48、4.41、7.94和39.68為例(開口率4%、20%、36%和64%)：平均最大火焰?zhèn)鞑ニ俣确謩e為41.30、48.25、62.50 和88.25 m·s-1，后者較前者分別增加了20.00%、61.00%和135.11%；軸向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x分別為0.333、0.436、0.446 和0.466 m，后者較前者分別增加了30.93%、33.93%和33.94%；這是由于對于相同材質(zhì)的泄爆膜，其承壓能力與面積呈反比，即較小的泄爆面積會導致泄爆膜破裂瞬間內(nèi)外壓差升高，驅(qū)動火焰沿軸向傳播和加速，故泄爆面積的減小有利于最大火焰?zhèn)鞑ニ俣群洼S向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x的增大。

圖9 不同開口率條件下火焰參數(shù)的變化特征Fig.9 Variation characteristics of flame parameters under different opening ratios

對于徑向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x而言，其數(shù)值隨著Kv的增加而減小，以Kv=2.48、4.41、7.94 和39.68 為例(開口率64%、36%、20%和4%)：徑向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x分別為0.2、0.0767、0.0667 和0.0467 m，后者較前者分別減小了61.65%、66.65%和76.65%，這是由于開口面積的減小從幾何尺寸角度上限制了火焰射流沿徑向的傳播距離，故泄爆面積的減小有利于軸向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x的減小。

另外，當Kv增大到158.74 時，最大火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档椭?.97 m·s-1，軸向和徑向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x均為零，這是由于在小開口率條件下泄爆膜未能成功破裂，火焰基本上在腔體內(nèi)傳播，沒有形成泄流加速和外部擴散。

6 基于超壓峰值和火焰高速攝影特征的泄爆模式劃分

當泄爆膜面積具有差異時，燃料泄爆模式具有明顯的差異性，主要可以劃分為泄爆膜未破裂或不完全破裂誘導的封閉燃燒、泄爆膜完全破裂誘導的射流燃燒和泄爆膜完全破裂誘導的外部爆炸三種模式，需要著重說明的是，為了準確判斷不同開口率條件下的泄爆模式，需要同時考慮泄爆過程中內(nèi)外場超壓峰值特征和火焰高速攝影特征，典型工況下泄爆過程中的火焰特征如圖10所示。

圖10 不同泄爆系數(shù)條件下火焰形態(tài)Fig.10 Flame shapes under different Kv

不同泄爆系數(shù)條件下超壓峰值和火焰高速攝影特征包括以下六點。

(1) 內(nèi)場僅有一個超壓峰值Δp1(in)，外場不同方向超壓峰值均為零或者僅有微小超壓振蕩；(2)內(nèi)場出現(xiàn)一個超壓峰值Δp1(in)或者兩個超壓峰值Δp1(in)、Δp2(ver)，外場軸向測點最大超壓峰值為Δp2(ver)，且該峰值比徑向測點最大超壓峰值大至少一個數(shù)量級；(3) 內(nèi)場會同時出現(xiàn)三個明顯的超壓峰值(Δp1(in)、Δp2(in)、Δp3(in))，外場軸向和徑向測點均測得超壓峰值Δp3(ver)和Δp3(hor)，且二者的數(shù)量級相同；(4) 火焰全程未傳播出泄爆口，所有燃料在容器內(nèi)燃燒殆盡，如圖10(a)所示；(5)外場形成射流火焰，其形狀為柱形，如圖10(b)所示；(6)外場形成擴散狀火焰，呈球形或蘑菇云形，火焰沿徑向傳播的最大直徑至少為泄爆口直徑的2倍，如圖10(c)所示。

表3給出了不同泄爆系數(shù)條件下三次實驗超壓與火焰特征以及泄爆結果分布規(guī)律。

表3 不同開口率條件下的泄爆模式Table 3 Venting modes under different opening rate conditions

從表3 可以看出，當Kv=158.74 時，超壓峰值和火焰行為分別滿足特征(1)和特征(4)，泄爆膜未能完全破裂，僅內(nèi)場出現(xiàn)1個超壓峰值Δp1(in)，火焰未傳播至外場，如圖10(a)所示，說明泄爆失敗。

當7.94≤Kv≤39.68 時，超壓峰值和火焰行為分別滿足特征(2)和特征(5)，泄爆膜完全破裂，外場軸向出現(xiàn)超壓峰值Δp2(ver)，且其數(shù)值高于徑向超壓峰值一個數(shù)量級，外場火焰為柱狀射流形態(tài)，說明泄爆成功。因此，如果以泄爆膜完全破裂作為泄爆成功的劃分依據(jù)，則泄爆成功的臨界泄爆系數(shù)在Kv=39.68和Kv=158.74之間。

當2.48≤Kv≤4.41 時，超壓峰值和火焰行為分別滿足特征(3)和特征(6)，泄爆膜完全破裂，內(nèi)外場均出現(xiàn)3個超壓峰值(Δp1、Δp2、Δp3)，且外場不同方向的外部爆超壓峰值Δp3數(shù)量級相同，外場火焰為蘑菇云狀形態(tài)，說明泄爆成功。因此，如果以超壓峰值Δp3和蘑菇云狀火焰作為發(fā)生外部爆炸的劃分依據(jù)，則發(fā)生外部爆炸的臨界泄爆系數(shù)在Kv=4.41 和Kv=7.94 之間。事實上，外部爆炸作為泄爆過程中最常見的現(xiàn)象，影響其發(fā)生的因素不僅包括泄爆系數(shù)，還包括泄爆膜材質(zhì)、容器尺寸及形狀、燃料濃度等，后續(xù)還應開展更為細致的研究。

7 結論

本文搭建了體積為2 L(0.1 m×0.1 m×0.2 m)的小尺度可燃氣體泄爆實驗系統(tǒng)，開展了不同泄爆面積條件下的石油燃料蒸氣-空氣預混氣體泄爆實驗，實驗獲得了內(nèi)外場超壓與火焰參數(shù)的變化特征，并對不同開口率條件下的泄爆模式進行了分析。研究結果如下。

(1)石油燃料蒸氣-空氣預混氣體泄爆過程分為封閉燃燒、射流燃燒、外部爆炸三種模式，三種泄爆模式的超壓及火焰參數(shù)的變化特征均差異明顯，且小尺度實驗與中尺度實驗中均出現(xiàn)了破膜超壓峰值(Δp1)、火焰射流超壓峰值(Δp2)、外部爆炸超壓峰值(Δp3)；(2) 在泄爆膜破裂的工況下，內(nèi)場最大超壓峰值、外場軸向最大超壓峰值、最大火焰?zhèn)鞑ニ俣群洼S向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x均隨著泄爆系數(shù)Kv的增大而增大，而徑向火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x呈相反的變化規(guī)律；(3)泄爆成功和泄爆失敗的臨界泄爆系數(shù)在Kv=39.68 和Kv=158.74之間，外部爆炸和射流燃燒的臨界泄爆系數(shù)在Kv=4.41和Kv=7.94之間。

符號說明

Av——泄爆口面積，m2

Kv——泄爆系數(shù)

Pac——聲熱耦合產(chǎn)生的壓力，kPa

Pburst——泄爆膜破壞產(chǎn)生的壓力，kPa

Pext——可燃氣體在外部空間爆炸產(chǎn)生的壓力，kPa

Pfv——爆炸超壓泄放到外部空間產(chǎn)生的壓力，kPa

Pmfa——火焰擴展產(chǎn)生的壓力，kPa

Prev——火焰回流產(chǎn)生的壓力，kPa

PST——泄爆膜的臨界破壞壓力，kPa

Δp1(hor)——外場徑向破膜引發(fā)的超壓峰值(PT3 測得)，kPa

Δp1(in)——內(nèi)場破膜引發(fā)的超壓峰值(PT1測得)，kPa

Δp1(ver)——外場軸向破膜引發(fā)的超壓峰值(PT2 測得)，kPa

Δp2(hor)——外場徑向火焰射流引發(fā)的超壓峰值(PT3 測得)，kPa

Δp2(in)——內(nèi)場火焰射流引發(fā)的超壓峰值(PT1 測得)，kPa

Δp2(ver)——外場軸向火焰射流引發(fā)的超壓峰值(PT2 測得)，kPa

Δp3(hor)——外場徑向外部爆炸引發(fā)的超壓峰值(PT3 測得)，kPa

Δp3(in)——內(nèi)場外部爆炸引發(fā)的超壓峰值(PT1 測得)，kPa

Δp3(ver)——外場軸向外部爆炸引發(fā)的超壓峰值(PT2 測得)，kPa

V——容器體積，m3