王開民,畢海普,雷偉剛,邵 輝
(常州大學(xué) 環(huán)境與安全工程學(xué)院,江蘇 常州 213164)
可燃氣輸運管道系統(tǒng)錯綜復(fù)雜,三通型管作為特殊管型,燃爆發(fā)生后,爆炸氣流湍流、火焰?zhèn)鞑?、爆炸壓力等參?shù)之間存在復(fù)雜的耦合規(guī)律,而基于管型的爆炸湍流變化及流場分布是三通管中爆炸火焰?zhèn)鞑?、壓力動態(tài)變化等的基礎(chǔ)核心因素,因此爆炸湍流規(guī)律的研究對爆炸風(fēng)險防控及管道優(yōu)化布局具有重要意義。國內(nèi)外專家學(xué)者們對三通管內(nèi)預(yù)混可燃氣爆炸氣流及湍流的傳播特性進行了一定研究,2005年,翟成等[1]對分支管路內(nèi)可燃氣爆炸的湍流生成及火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律開展了研究,通過試驗得出分岔處誘導(dǎo)附加湍流,使火焰加速,為后續(xù)研究奠定了基礎(chǔ)。林柏泉等[2]在通過分岔管道爆炸實驗,在翟成的基礎(chǔ)上進一步分析了分岔處湍流的作用,闡明了湍流對火焰及沖擊波增強的機理。Zhang等[3]通過實驗揭示了分支隧道對油氣混合氣爆炸超壓、超壓上升速率、嚴(yán)重因子和燃燒速度的影響。文獻[4-5]對T型管道內(nèi)的油氣爆炸進行研究,指出導(dǎo)致T型分支管道內(nèi)爆炸壓力增強的主要因素,包括波的繞射和反射,管道面積突擴和障礙物擾動以及流場湍流增強。耿進軍等[6]發(fā)現(xiàn)單向分岔管道分流系數(shù)隨初始超壓的增大而增大,隨分岔角度的增加而增大。Zhu等[7]和Lin等[8]通過對稱和非對稱分支管道內(nèi)的爆炸實驗,分析了火焰速度的變化規(guī)律,并建議使用紋影裝置及數(shù)值模擬進行進一步的實驗研究。Emami等[9]實驗發(fā)現(xiàn),點火點與障礙物之間距離較短的情況下,三通效應(yīng)引起的橫向壓力波與火焰有較強的相互作用。Li等[10]實驗研究發(fā)現(xiàn),隨著三通支管數(shù)量的增加,湍流強度的增大使得管內(nèi)壓力上升速率也明顯增加。李蒙等[11]研究發(fā)現(xiàn),在半開口管道工況下,由于泄流現(xiàn)象及開口處擾動,湍流強度增大會導(dǎo)致管外火焰翻轉(zhuǎn)拉伸形成蘑菇云狀。周寧等[12]通過數(shù)值模擬,得出渦團及渦對的運動,對火焰陣面變化有重大影響。劉沖等[13]在雙分支管道內(nèi)研究火焰?zhèn)鞑ゼ傲鲌鲎兓闆r,結(jié)果表明分支管道內(nèi)已存在的流場影響了火焰?zhèn)鞑?,?dǎo)致火焰鋒面褶皺變形,呈現(xiàn)浪花狀。
目前國內(nèi)外對分支管道內(nèi)可燃預(yù)混氣爆炸的研究主要集中于爆炸超壓及火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律的研究,對湍流動能變化、流場分布及與火焰的耦合規(guī)律研究較少。鑒于此,通過構(gòu)建數(shù)值模擬閉口和開口三通管道模型,分析爆炸湍流動能及流場變化,以期為工業(yè)復(fù)雜管道發(fā)生爆炸后的火焰及壓力傳播規(guī)律的研究提供理論支撐。
本文管道模型是基于可燃氣體運輸管道特點而分析和設(shè)計。
數(shù)值模擬采用計算流體力學(xué)軟件FLACS中的氣體爆炸模塊,數(shù)學(xué)模型所包括的基本方程有:質(zhì)量、動量方程及能量3大守恒方程、燃料組分方程和混合物組分方程,將各方程耦合后,如式(1)所示[14]:
(1)
式中:ρ為密度,kg/m3;t表示時間坐標(biāo),s;x表示空間坐標(biāo);ui為xi方向上的速度,m/s;φ為通用變量;Sφ為能量源項,無量綱;μeff為有效黏性;σφ為普朗特常數(shù),無量綱。
湍流模型對標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程進行修正,湍流動能及湍流動能的耗散方程定義,如式(2)~(3)所示[14]:
(2)
(3)
式中:k為湍流動能,m2/s2;ε為湍流動能耗散率,m2/s3;C1、C2、σk、σε為模型常數(shù),分別取值1.44、1.92、1.3、1.0;G為湍動能的產(chǎn)生項。
預(yù)混氣體的燃燒過程采用耦合復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)的渦耗散概念(EDC)燃燒模型計算,其反應(yīng)速率表達式,如式(4)所示[14]:
(4)
式中:ωi為反應(yīng)速率;γ是細微結(jié)構(gòu)中反應(yīng)物的質(zhì)量分?jǐn)?shù);χ為細微結(jié)構(gòu)反應(yīng)分?jǐn)?shù),χ=1;τ*是細微結(jié)構(gòu)的特征時間尺度;Yi0為反應(yīng)器外組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù);Yi*是密度加權(quán)的組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)。
使用光學(xué)薄氣體體積輻射熱損失模型,高度簡化處理輻射熱損失,該模型計算燃燒氣體到外殼壁上和未燃燒氣體體積的輻射熱損失。
結(jié)合上述基本方程,軟件采用有限體積法在三維笛卡爾網(wǎng)格條件下來求解可壓N-S方程,來計算三維模型下氣體火災(zāi)或者爆炸,進而得到相關(guān)爆炸參數(shù)數(shù)據(jù)。
根據(jù)工業(yè)管道特點,設(shè)置管道內(nèi)徑0.125 m的密閉三通管,水平管道長度為7.8 m,分叉管長度2.2 m(垂直于水平管道)。為簡化描述,將管道分為A,B,C3段,其中管道A長為5.6 m,垂直岔管B和水平岔管C的管道長均為2.2 m。管道前端2.1 m處設(shè)置有爆破片,類型為Popout的泄爆膜,泄爆膜功能與實驗狀態(tài)接近。為了使數(shù)值模擬與工業(yè)實際更接近,設(shè)置管道的熱交換,使爆炸過程中的能量傳播到環(huán)境中。數(shù)值模擬中監(jiān)測點設(shè)置與實驗中相對應(yīng),初始參數(shù)如下:丙烷/空氣預(yù)混氣濃度為3.9% v/v,環(huán)境溫度為20 ℃,初始壓力為0.1 MPa,邊界條件為Euler邊界,未設(shè)置初始湍流。
為保證模擬的精確度及運算速度,整個計算區(qū)域采用均勻網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格密度為0.012 m,計算區(qū)域中X,Y和Z軸上的網(wǎng)格數(shù)分別為986,243,20。管道數(shù)值模型與網(wǎng)格劃分,如圖1所示。
圖1 管道數(shù)值模型與網(wǎng)格劃分
本文實驗管道基于工業(yè)管道特征和數(shù)值模擬管道模型搭建,該裝置平臺主要由5大系統(tǒng)構(gòu)成:數(shù)采系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、配氣系統(tǒng)、管道系統(tǒng)以及各類輔助設(shè)施組成,實驗數(shù)據(jù)用于驗證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。實驗管道為內(nèi)徑0.125 m的密閉三通管,水平管道長度為7.8 m,分支管道位于水平管道5.6 m處,長度為2.2 m(垂直于水平管道),如圖2所示。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括火焰?zhèn)鞲衅?、壓力傳感器、TST3406數(shù)據(jù)采集處理系統(tǒng)。壓力傳感器型號為CY400,測量爆炸超壓?;鹧?zhèn)鞲衅餍吞枮镃KG100,其可以將微弱的光信號轉(zhuǎn)換為電信號。點火系統(tǒng)(型號EPT-6)設(shè)置在管道左側(cè)端口,可產(chǎn)生18 J燃燒火花。本文以丙烷氣體作為實驗介質(zhì),丙烷/空氣預(yù)混氣濃度為3.9% v/v,在混合氣體容器中采用分壓法制備。測試數(shù)據(jù)取3次重復(fù)實驗的平均值。
1.爆破片;2.可視窗口;3.高速攝影儀;4.數(shù)據(jù)采集器;5.點火系統(tǒng);6.點火電極;7.電腦;P1~P5壓力傳感器;S1~S6光電傳感器;M為湍流動能監(jiān)測點
實驗測試和數(shù)值模擬管道內(nèi)丙烷爆炸傳播結(jié)果對比,如圖3所示。
圖3 實驗測試和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)比較
三通管中的P3處壓力傳感器壓力曲線對比圖如圖3(a)所示,該點數(shù)值模擬和實驗的壓力隨時間變化趨勢基本相同。由圖3(b)可知,實驗所得的最大爆炸壓力與模擬數(shù)值相比差值最高不超過0.018 4 MPa,相對誤差小于10.38%。
綜上所述,數(shù)值模擬與實驗數(shù)據(jù)吻合較好,各點壓力變化趨勢基本一致。鑒于此,數(shù)值模擬管道模型具有較好的合理性和較高的準(zhǔn)確性。
當(dāng)丙烷-空氣預(yù)混氣體在三通管中爆炸后,爆炸氣流(未燃氣體及燃燒產(chǎn)物)在管道內(nèi)進行傳播,受到爆炸沖擊波、火焰、障礙物的影響,爆炸氣流的傳播方向及速度梯度發(fā)生變化,形成湍流,進而與燃燒過程形成反饋機制。本文通過設(shè)置不同開口狀態(tài),分析三通管中爆炸湍流的變化規(guī)律。
湍流動能隨時間的變化體現(xiàn)湍流動能的凈收支,是衡量湍流發(fā)展或衰退的指標(biāo)。不同工況下湍流動能k的峰值隨距離的變化曲線見圖4。
圖4 湍流動能峰值隨距離變化
圖4中,圖4(a)為密閉管道,圖4(b)為B管開口,圖4(c)為C管開口,圖4(d)為B、C管道均開口的情況。圖4中湍流動能峰值隨距離的變化規(guī)律顯示,4種工況下,湍流動能在A管道前3.6 m數(shù)值變化較小。當(dāng)爆炸氣流繼續(xù)向前傳播,垂直支管5.8 m處(圖2中M點)出現(xiàn)了首個湍流動能峰值,4種工況下,最大峰值均顯示在垂直岔管B中;隨著氣流傳播繼續(xù)進行,渦旋能量衰減,大尺度渦旋向小尺度渦旋演化,管內(nèi)的湍流動能持續(xù)衰減。
開口狀態(tài)對湍流峰值最大值的影響顯示,當(dāng)爆炸氣流傳播至管道外側(cè),失去管壁約束,能量迅速向空中釋放,氣流速度增大,湍流動能增強。不同開口狀態(tài)下最大湍流動能峰值,如表1所示。
表1 各工況最大湍流動能峰值
綜合以上數(shù)據(jù),各工況下,管道內(nèi)部湍流主要集中在垂直支管B內(nèi),相較于密閉管道,垂直管道B開口,B管內(nèi)湍流動能增大了29.86%,C管內(nèi)增大了82.76%;C管開口,B管內(nèi)湍流動能下降了10.12%,C管內(nèi)增大了107.39%。B,C均開口,B管內(nèi)湍流動能增加了178.45%,C管內(nèi)增加了114.12%。
對于管道外側(cè)的湍動能情況,單側(cè)管道開口,C開口比B開口,管外湍流動能峰值高出167.91%;B,C均開口,C管外側(cè)也比B管外側(cè)高出135.15%。因此,湍流更易在水平C管外側(cè)發(fā)展,B管外湍動能相對較小。
湍流動能k越大表明湍流脈動長度越大。在多尺度湍流模型中,湍流由各類尺度渦動結(jié)構(gòu)共同組成,大型湍流攜帶并向其傳遞能量,小型湍流則將這些能量全部耗散作為內(nèi)能。在一般的情況下,渦旋的能量總是從大尺度的渦旋到小尺度的渦旋進行傳遞。在逐級傳遞的過程中,外部環(huán)境條件的作用使其受到逐步減弱或衰退,逐步喪失了大尺度的渦旋各向異性的特征,而更加傾向于小尺度的渦旋各向異性。[15]
爆炸初期,沖擊波及火焰推動已燃氣體及部分未燃氣體向前傳播,氣流流速慢,湍流僅出現(xiàn)在火焰陣面附近且湍流度較低;而隨著管道分支,當(dāng)爆炸氣流在經(jīng)過楔形擾動源s后,在B管左側(cè)形成膨脹波,氣流流經(jīng)該區(qū)域,會導(dǎo)致壓力、溫度等狀態(tài)參數(shù)下降,因此s點是1個會不斷產(chǎn)生負壓的擾動源,與此同時氣流速度會得到提升,如圖5(a)所示,圈內(nèi)為低壓區(qū)域,氣流流經(jīng)此處發(fā)生偏轉(zhuǎn),形成湍流旋渦;爆炸前驅(qū)壓力波速度總小于后產(chǎn)生的壓力波,而當(dāng)強壓力波推動速度更高的氣流傳至分岔處,低壓區(qū)面積隨之增大,B管右側(cè)氣流經(jīng)過加速速度明顯高于C管,而B管右側(cè)壁面作為邊界,規(guī)定氣流流向,因此氣流沿右側(cè)壁面?zhèn)魅胫Ч苤?,受到左?cè)負壓區(qū)域的吸引及加速后,爆炸氣流湍流動能增大,湍流面積擴大,并不斷向前方發(fā)展,如圖5所示。
圖5 分岔處湍流變化
對于湍流的后續(xù)發(fā)展,在不同開口工況下,由于封閉端反射壓縮波波及火焰?zhèn)鞑デ闆r的不同,湍流的傳播情況各不相同,圖6為同一時刻54 ms各工況下火焰?zhèn)鞑デ闆r。在密閉工況下,由于B,C管端均封閉,產(chǎn)生的反射波逆向傳播,而C管中反射壓力波傳播更快,到達分岔處,與A管內(nèi)正向壓力波碰撞疊加向B管內(nèi)傳播,火焰經(jīng)過分岔處時受湍流拖拽,火焰陣面扭曲并向B管內(nèi)傳播,但由于B管內(nèi)存在反射壓力波,因此氣流在向前傳播過程中,速度急劇減小,湍流無法持續(xù)發(fā)展,如圖6(a)所示。當(dāng)B端開口后,C管中的反射壓力波與正向傳播的壓力波存在競爭關(guān)系,阻礙了一部分正向氣流的傳播,同時導(dǎo)致了連續(xù)火焰的斷裂,如圖6(b)所示,但由于B管1側(cè)開口,C管內(nèi)更多反射壓力波傳向支管內(nèi),提升了氣流速度,因此該工況下湍流尺度更大,湍流動能增大了29.86%。針對于C開口的工況,B管內(nèi)的反射壓力波阻礙了分岔處氣流向B管內(nèi)傳播,形成湍流旋渦的氣流速度迅速下降,并且方向逆轉(zhuǎn),阻礙了火焰向B管內(nèi)傳播,如圖6(c)所示,B管內(nèi)氣流與A管內(nèi)氣流一起向C管中傳播,加快了火焰在C管內(nèi)的傳播速度,因此C開口情況下,B管內(nèi)湍流動能峰值下降了10.12%,但C管外側(cè)相較于B開口情況下B管外側(cè)湍流動能高167.91%。B,C均開口的情況下,無反射壓力波的阻礙,火焰更快進入B管中,此時B管中的爆炸氣流攜帶未燃氣體形成的湍流漩渦被點燃,使燃爆反應(yīng)速度加快,火焰的燃燒面積增加,而反應(yīng)速度增加,又對湍流起到了增強作用,進而形成燃爆反應(yīng)與氣體流動間正反饋機制,而正向沖擊波推動氣流,對火焰及湍流傳播起到加速作用,因此B,C開口工況下,管內(nèi)湍流動能峰值相較密閉管道增加了178.45%,但由于管內(nèi)大尺度湍渦消耗了更多能量,因此管外湍動能數(shù)值較低。
圖6 分岔處火焰?zhèn)鞑?/p>
當(dāng)爆炸氣流傳播至管道外側(cè)后,由于失去了管道的束縛,湍流動能隨之增大,氣流向四周擴散,3個開口工況下,湍流動能均呈現(xiàn)先增后減的趨勢。對比3種工況,由于慣性作用,爆炸氣流更易在水平管道中傳播,C管外的湍流動能高于B管外側(cè)。而B,C開口工況下,由于湍流與火焰的正反饋機制,使湍流動能增大,形成大尺度湍流,促進了火焰的傳播,同時消耗了更多能量,因此管外的湍流動能相較2個單開口的數(shù)值更小。
管道外側(cè)湍流發(fā)展,如圖7所示。以B管外側(cè)為例,爆炸氣流呈現(xiàn)以管軸中心處氣流速度最高,并向四周遞減的傳播情況,氣流不受到管壁限制,具有向管道四周流動的傾向,如圖7(a)所示;高速氣流進入相對靜止的管道外側(cè)大氣時,管外流場發(fā)生紊亂,各方向壓力梯度與密度梯度相交,形成斜壓效應(yīng)。促使爆炸氣流形成渦旋,渦旋拉伸效應(yīng)會推動爆炸氣流持續(xù)進行橫向擴散。與此同時爆炸引起的壓力上升小于泄放引起的壓力下降,管口處形成的小面積負壓區(qū)域,導(dǎo)致爆炸氣流向兩側(cè)偏移后又向管軸中心聚攏,因此管口處及軸線兩側(cè)湍流動能較高,湍流漩渦的發(fā)展更快,如7(b)所示;隨著氣流速度的增大,推動外部流場區(qū)域形成雙渦旋結(jié)構(gòu),管軸中心線右側(cè)渦旋為順時針,左側(cè)渦旋為逆時針,湍流動能逐漸增大,形成劍柄狀的多尺度湍流動能場;60~62 ms,爆炸火焰從管道右側(cè)傳出,增強了右側(cè)的湍動能,同時湍流發(fā)展,漩渦范圍更大,如圖7(d)~7(e)所示;最后氣流向周圍擴散,湍動能逐漸降低。
圖7 B管道外側(cè)湍流變化
1)不同開口狀態(tài)下,管道內(nèi)湍流動能峰值最大值均出現(xiàn)在垂直岔管B內(nèi)。相較于密閉管道,垂直管道B開口,管內(nèi)最大湍流動能峰值增大了29.86%;C管開口,峰值下降了10.12%;B,C均開口,峰值增大了178.45%。對于管道外側(cè)的湍動能情況,單側(cè)管道開口,C開口管外湍流動能峰值比B開口高出167.91%;B,C均開口,C管外側(cè)也比B管外側(cè)高出135.15%。因此,開口情況下,湍流更易在水平管道外側(cè)發(fā)展。
2)對于管道內(nèi)部的湍流發(fā)展,與湍流同向的沖擊波,會增加氣流速度,增大湍流動能,從而對爆炸火焰起到更強的拖拽作用,使火焰陣面更易接觸爆炸氣流攜帶未燃氣體形成的湍流漩渦,使燃爆反應(yīng)速度加快,火焰的燃燒面積增加,因而反應(yīng)速度增加,對湍流起到了增強作用,進而形成燃爆反應(yīng)與氣體流動間正反饋機制。而逆向沖擊波則會阻礙湍流的發(fā)展。
3)爆炸氣流傳播至管道外側(cè)后,由于失去了管道的束縛,湍流動能隨之增大,管道外側(cè)爆炸氣流形成以管軸中線氣流速度最高,并向四周遞減的傳播情況,管道端口處形成雙渦旋結(jié)構(gòu)湍流。3個開口工況下,管外湍流動能均呈現(xiàn)先增后減的趨勢。
中國安全生產(chǎn)科學(xué)技術(shù)2022年4期