宋雙林 ，劉 磊 ，田富超 ，葛 歡 ，趙珍珍

（1.中煤科工集團沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術國家重點實驗室，遼寧 撫順 113122）

我國煤層氣儲量十分豐富，探測發(fā)現(xiàn)在埋深2 000 m 以上的煤層氣儲量就有3.68×1013m3，其中可采資源量占比約為30%[1]。煤層氣開采一般采用負壓抽采技術，氧氣易從管器件連接處、環(huán)境腐蝕漏氣處等部位進入管道內(nèi)，導致輸送管道內(nèi)煤層氣的濃度處于可燃范圍，具有爆炸危險。采取行之有效的阻爆抑爆措施，一直是眾多學者的研究重點，為此許多學者開展了多孔材料[2-3]、粉體[4-5]、惰氣[6-7]、水霧[8-9]等對可燃氣體的抑爆研究，并取得一定的效果。在實際應用中，一些阻爆抑爆技術存在一定的缺陷[10]，如多孔材料會增加輸送管道內(nèi)的阻力，從而提高輸送成本。輸送管道上設置薄弱泄爆區(qū)域或泄壓閥，是保證可燃氣體輸送安全的重要措施之一。

在泄爆參數(shù)對可燃氣體爆炸特性影響方面，學者們開展了大量的研究并取得許多重要成果。ZHANG 等[11]在方形管道內(nèi)研究了端口泄爆面積對可燃氣體爆炸特性的影響，發(fā)現(xiàn)泄爆面積的大小能夠影響甲烷爆炸動力學特征和超壓峰值分布規(guī)律；SUN 等[12]在方形實驗容器中研究發(fā)現(xiàn)，小泄爆面積下的可燃氣體爆炸能夠產(chǎn)生2 個壓力峰值，大泄爆面積下的可燃氣體爆炸僅能夠產(chǎn)生1 個壓力峰值；KUZNETSOV 等[13]在體積為1 m3的正方形實驗容器中研究了不同泄爆面積對爆炸特性的影響，發(fā)現(xiàn)超壓峰值取決于泄爆面積和可燃氣體濃度；XING 等[14]研究了泄爆區(qū)域?qū)淄?空氣混合氣體爆炸特性的影響，發(fā)現(xiàn)流體動力不穩(wěn)定性、熱擴散不穩(wěn)定性和R-T 不穩(wěn)定性促進了火焰前鋒的細胞結(jié)構(gòu)和振蕩，內(nèi)部壓力的增加促進了火焰前鋒的不穩(wěn)定；ALEXIOU 等[15]發(fā)現(xiàn)在泄壓口距離點火端較近時泄爆效果最好，在泄壓口位于管道中部時泄爆效果最差；師崢[16]通過數(shù)值模擬的方法對比泄爆口分別位于點火端端面、管道中部和遠離點火端端面時的泄爆效果，發(fā)現(xiàn)當泄爆口設置在點火端端面時，管道內(nèi)超壓峰值最大，泄爆效果最差。陳鵬等[17]在80 mm×80 mm×500 mm 管道內(nèi)研究泄壓口直徑為40 mm 泄爆位置對可燃氣體爆炸特性影響，發(fā)現(xiàn)當泄壓口距離點火端較近時，泄壓后管道內(nèi)壓力值最低，泄爆效果最好。任少峰等[18]發(fā)現(xiàn)當泄壓口比（泄壓口面積與管道截面積的比值）大于30%時，爆炸壓力與火焰速度峰值幾乎不受泄壓口比率的影響。

從以上研究可以看出，學者們主要著重研究了泄壓面積、大泄壓口比的泄壓位置對可燃氣體爆炸特性的影響，而在小泄壓口比的泄壓位置對可燃氣體爆炸特性影響方面的研究相對較小。因此，利用自建的瓦斯爆炸實驗平臺，開展不同位置下小泄壓口比的泄爆口對甲烷/空氣爆炸特性影響研究，為可燃氣體爆炸減災裝備的設計提供理論依據(jù)。

1 實驗裝置及步驟

可燃氣體爆炸實驗平臺是由實驗管道、配氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和同步控制器組成，實驗系統(tǒng)示意圖如圖1。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

實驗管道尺寸為100 mm×100 mm×1 000 mm，采用透明有機玻璃制成，耐受壓力為2 000 kPa。配氣裝置是由2 臺質(zhì)量流量控制器構(gòu)成，從而配制9.5%體積分數(shù)甲烷預混氣體，在實驗過程中，為了使9.5%體積分數(shù)甲烷氣體充滿整個管道，通入4 倍的甲烷/空氣預混氣體。點火裝置輸出電壓為400 kV，點火能量約為0.2 J。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)是由高頻壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集卡和高速攝像機構(gòu)成。高頻壓力傳感器選用MD-G305 系列，響應頻率為500 kHz，量程為0～2.5×105Pa；數(shù)據(jù)采集卡采用USB-1208FS 型，最大采集頻率為50 kS/s；高速攝像機采用NAC GX-3 型，圖像采集頻率為2 000 Hz。同步控制裝置能夠?qū)崿F(xiàn)對點火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集卡和高速攝像機的階段控制，從而確定圖像數(shù)據(jù)和壓力數(shù)據(jù)的起始時刻。

實驗設置的泄爆口直徑為10 mm，一共設置5 種實驗工況，分別為工況1～工況5，與點火源的距離分別為0、250、500、750、1 000 mm。工況1 和工況5 分別設置實驗管道的端面區(qū)域，工況2、工況3 和工況4 分別設置在管道側(cè)壁區(qū)域。

打開實驗管道的進氣和排氣閥門，將甲烷和空氣氣體的流量分別設置為0.76 L/min 和7.24 L/min，充氣時間為5 min 以上，以此保證混合氣體能夠布滿整個實驗管道內(nèi)。待充氣完畢后，關閉進氣和排氣閥門，并打開所實驗工況處的閥門，非實驗泄爆口位置處的閥門處于關閉狀態(tài)。實驗準備完畢后，啟動同步控制裝置，實驗管道內(nèi)預混氣體的點火，并完成壓力數(shù)據(jù)和圖像數(shù)據(jù)采集；同時導出該實驗工況的數(shù)據(jù)，準備重復實驗及其他工況的實驗。

2 實驗結(jié)果

2.1 不同泄爆位置對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?/h3>

通過對比不同時刻火焰邊界位置的變化，得到單位時間管道內(nèi)火焰邊界的移動距離即為火焰在該時刻的平均傳播速度，采用此方法所得的平均火焰?zhèn)鞑ニ俣仁怯煽扇細怏w燃燒速度和熱膨脹驅(qū)動燃燒鋒面速度2 部分組成，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠嬎愎綖椋?/p>

式中：v為預混氣體傳播速度，m/s；ti+1、ti分別為第i+1、i時刻，s；Li+1、Li分別為第i+1、i時刻火焰邊界的位置，m。

不同工況下火焰?zhèn)鞑ニ俣入S管道位置的變化規(guī)律如圖2。從圖2 可以看出，在火焰?zhèn)鞑デ捌谒俣妊杆僭黾樱谶_到峰值后的火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆傧陆?，之后火焰在管道?nèi)傳播以低于10 m/s 的速度震蕩傳播至管道末端。

圖2 不同工況下火焰?zhèn)鞑ニ俣入S管道位置的變化規(guī)律Fig.2 Variation of flame propagation velocity with pipe position under different working conditions

預混氣體在管道內(nèi)傳播的初期階段，可觀察到火焰以“半球形”和“指形”火焰結(jié)構(gòu)傳播，此階段火焰燃燒面積處于增加階段，燃燒膨脹驅(qū)動力增加，導致火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭黾?。在火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾又烈欢〝?shù)值后，受燃燒面積的減小、管道壁面散熱增加，熱膨脹對火焰驅(qū)動減弱，導致火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸霈F(xiàn)降低。之后由于反射波與燃燒膨脹波此消彼長的作用，火焰速度以震蕩的效果傳播至管道末端。

在泄爆口分別位于距離點火源為500、750 mm 時，傳播火焰速度在泄爆口區(qū)域出現(xiàn)突增的波動現(xiàn)象，而其他工況的速度曲線在對應的泄爆口區(qū)域未出現(xiàn)明顯波動。火焰在接近泄爆口位置時，外泄未燃氣體的流動作用致使火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸霈F(xiàn)突增?；鹧?zhèn)鞑ブ列贡诤螅讶細怏w也會通過泄爆口流出管道外部，熱膨脹的壓力波對燃燒鋒面的推動力減弱，從而出現(xiàn)傳播速度降低的現(xiàn)象。距離點火源250 mm 泄爆口的工況2，泄爆口對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊募铀偌皽p速與在該區(qū)域無泄爆口情況下火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑鰷p效果重疊，在該情況下未顯出泄爆口對火焰?zhèn)鞑ニ俣炔▌拥默F(xiàn)象。工況1 和工況5 所對應的泄爆位置位于管道端點，能夠持續(xù)影響整個火焰?zhèn)鞑ミ^程，因此火焰?zhèn)鞑ニ俣仍趯恢脜^(qū)域未出現(xiàn)明顯波動現(xiàn)象。

爆燃峰值速度隨實驗工況的變化規(guī)律如圖3，工況1 至工況5 的峰值平均速度分別為14.71、16.52、17.78、18.56、20.25 m/s?？梢钥闯?，隨著泄爆口與點火源距離的增加，峰值速度呈現(xiàn)逐漸增加的變化規(guī)律。預混氣體在管道內(nèi)的傳播速度受可燃氣體的燃燒效率、熱膨脹強度、反射波強度等因素的影響，研究發(fā)現(xiàn)可燃氣體在泄爆環(huán)境能夠降低可燃自由基的碰撞概率[19]，從而降低燃燒效率。泄爆口在點火源附近時，熱膨脹對燃燒鋒面的驅(qū)動減弱，泄爆口在火焰?zhèn)鞑ズ蠖藭r，反射波對傳播火焰的阻礙降低。因此，隨著泄爆口與點火源距離的增加，傳播火焰峰值速度呈現(xiàn)逐漸增加的變化規(guī)律。

圖3 爆燃峰值速度隨實驗工況的變化規(guī)律Fig.3 Variation of deflagration peak velocity with experimental conditions

工況3 下火焰速度隨管道位置的變化規(guī)律如圖4。受管道“壁面效應”燃燒面積的減小及爆炸反射波對鋒面阻礙的作用，火焰鋒面速度開始下降，直至火焰鋒面出現(xiàn)“平面形”火焰結(jié)構(gòu)，速度曲線出現(xiàn)第1 次低值。爆炸反射波作用主要沿管道軸線方向并向管道壁面的兩側(cè)方向延伸，在火焰鋒面形成“平面形”火焰結(jié)構(gòu)后，反射波對軸線管道火焰的阻礙大于對管道壁面區(qū)域的阻礙，壁面區(qū)域的鋒面火焰?zhèn)鞑コ^軸線中心區(qū)域的火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖4 工況3 下火焰速度隨管道位置的變化規(guī)律Fig.4 Variation law of flame velocity with pipe position under working condition 3

在反射波作用于管道壁面區(qū)域時，壁面區(qū)域火焰速度出現(xiàn)降低。在超壓作用下，部分未燃氣體從泄爆口流出，泄爆口區(qū)域形成流場，燃燒火焰在靠近該流場時，在未燃氣體的帶動下，出現(xiàn)脫離主火焰的加速火焰。同樣受到泄爆口區(qū)域未燃氣體排泄，脫離主火焰的加速火焰幾乎停滯，等待主火焰，從而出現(xiàn)火焰?zhèn)鞑ニ俣燃彼傧陆?。在熱膨脹作用下，主火焰通過泄爆口區(qū)域，火焰速度增加。在通過泄爆口之后，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍趬毫Φ淖饔孟鲁霈F(xiàn)規(guī)律性的震蕩，直至傳播至管道末端。

2.2 不同泄爆位置對爆炸壓力的影響

不同工況下爆炸壓力隨時間變化曲線如圖5。

圖5 不同工況下爆炸壓力隨時間變化曲線Fig.5 Variation curves of explosion pressure with time under different working conditions

從圖5 可以看出，隨著時間的增加，有限空間內(nèi)甲烷/空氣混合氣體爆炸壓力整體呈現(xiàn)先增加后減小的變化規(guī)律，除實驗工況4 下的甲烷/空氣爆炸壓力曲線出現(xiàn)雙峰特征外，其它實驗工況的爆炸壓力曲線僅出現(xiàn)1 個明顯的壓力峰值。同時，所有實驗工況下的甲烷/空氣爆炸壓力曲線在25～50 ms 區(qū)間范圍出現(xiàn)明顯的拐點。

工況3 下爆炸火焰結(jié)構(gòu)隨時間變化規(guī)律如圖6，不同工況下爆炸壓力增速隨時間變化規(guī)律如圖7。

圖6 工況3 下爆炸火焰結(jié)構(gòu)隨時間變化規(guī)律Fig.6 Variation law of explosion flame structure with time under working condition 3

圖7 不同工況下爆炸壓力增速隨時間變化規(guī)律Fig.7 Variation law of explosion pressure growth rate with time under different working conditions

如圖6，爆炸火焰在管道內(nèi)傳播分別經(jīng)歷“半球形”（10 ms）、“指形”（20 ms 和30 ms）、“平面形”（38 ms）和“郁金香形”的4 種典型火焰結(jié)構(gòu)。在爆炸初期，火焰鋒面以“半球形”和“指形”火焰結(jié)構(gòu)傳播，燃燒火焰鋒面不斷增加，爆炸壓力不斷增加。受管道壁面和反射波的限制，火焰結(jié)構(gòu)由“指形”向“平面形”轉(zhuǎn)變，火焰燃燒面積減小，壁面散失速率增大，爆炸壓力增速減弱，但爆炸壓力的加速度仍為正值，即在時間-壓力曲線出現(xiàn)拐點，此階段爆炸壓力增率曲線變化較為平滑。

除工況4 外，其他工況火焰結(jié)構(gòu)再由“平面形”火焰轉(zhuǎn)變?yōu)椤坝艚鹣阈巍被鹧娼Y(jié)構(gòu)時，火焰的燃燒開始面積增加，爆燃壓力增加的同時也會引起反射波壓力的增加，傳播火焰在反射波阻礙及爆燃膨脹波的雙重作用下，燃燒火焰中的自由基間距在雙重壓力波的作用下反復疏密，造成壓力増率出現(xiàn)震蕩變化，如圖7 的震蕩變化階段。在火焰?zhèn)鞑ブ聊┒诉_到最大爆炸壓力后，受未燃物質(zhì)的減小，爆炸壓力開始下降。

不同實驗工況下火焰通過泄爆口火焰結(jié)構(gòu)變化如圖8。

圖8 不同實驗工況下火焰通過泄爆口火焰結(jié)構(gòu)變化Fig.8 Changes of flame structure of flame passing through vent under different experimental conditions

由圖8 可以看出：火焰鋒面在通過工況2 處的泄爆口時，火焰結(jié)構(gòu)處于由“指形”結(jié)構(gòu)向“平面形”結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變的階段，火焰鋒面結(jié)構(gòu)并未出現(xiàn)明顯變形，在形成“平面形”火焰結(jié)構(gòu)之后，在泄爆口泄壓氣流的影響下，后部火焰向泄爆口區(qū)域流動；火焰在通過工況3 和工況4 處的泄爆口之前，“郁金香形”火焰結(jié)構(gòu)已形成，在通過泄爆口時，泄爆口區(qū)域的“郁金香形”火焰出現(xiàn)變形塌陷，“郁金香形”火焰尾部向泄爆口區(qū)域移動。同時，爆炸火焰?zhèn)鞑ブ凉r2、工況3 和工況4 的泄爆口時的時間分別為28、57、114 ms，對應的壓力分別為52.49、88.75、146.18 kPa。爆炸火焰在通過工況4 處的泄爆口時壓力最大，燃燒火焰厚度相比工況2 和工況3 較大，造成大量的處于燃燒階段的自由基物質(zhì)從泄爆口流出，減弱燃燒效率，從而造成壓力下降。預混火焰通過工況4 處的泄爆口之后，泄爆口流出的大多為已燃氣體，對燃燒效率的影響減小，從而使壓力再次增加，造成工況4 下的爆炸壓力曲線出現(xiàn)雙峰結(jié)構(gòu)。

峰值壓力及平均升壓速率隨工況的變化規(guī)律如圖9。甲烷/空氣預混氣體在工況1 至工況5 下的最大壓力峰值分別為183.27、193.31、205.59、159.91、225.56 kPa，甲烷/空氣預混氣體在工況5條件下產(chǎn)生的爆炸峰值壓力最大，在工況4 條件下產(chǎn)生的爆炸峰值壓力最小。

圖9 峰值壓力及平均升壓速率隨工況的變化規(guī)律Fig.9 Variation of peak pressure and average boost rate with working conditions

由圖9 可以看出，除工況4 外，最大爆炸壓力隨著泄爆口與點火源距離的增加而增加，泄爆口位于工況4 時，爆炸壓力曲線出現(xiàn)雙峰是導致最大峰值壓力小于其他位置的主要原因。泄爆口對爆炸超壓釋放能力存在極值，在爆炸壓力超過這一極值時，泄爆口對爆炸超壓的泄壓能力達到最大。在泄爆口與點火源距離較近時，泄爆口對預混氣體爆炸初期壓力的釋放作用較強，從而影響爆燃壓力的積聚，導致最大峰值壓力減小。

爆炸危險性指數(shù)Kst是與爆炸反應動力學有關參數(shù)，用于表征可燃物的爆炸危險，其計算公式[20]如下：

式中：Kst為爆炸危險指數(shù)，(Pa·m)/s；p為壓力，Pa；t為時間，s；V為實驗容器體積，m3。

式(2)表明，在實驗容積一定時，爆炸危險性指數(shù)與最大峰值的升壓速率正相關。從圖9 可以看出，最大峰值升壓速率隨泄爆口位置與點火源之間距離的增加而增加，因此在輸送管道上的泄爆口應設置在易產(chǎn)生點火源的區(qū)域，泄爆口在點火源區(qū)域時可燃氣體爆炸危險性指數(shù)最低。

3 結(jié) 語

1）爆炸火焰?zhèn)鞑ニ俣仁芤讶細怏w膨脹波、管道反射波和泄爆口位置共同影響，隨著泄爆口與點火源距離的增加，爆燃火焰?zhèn)鞑シ逯邓俣戎饾u增加，最大爆燃速度為20.25 m/s。

2）泄爆口位于距點火源為1 000 mm 的工況5能夠產(chǎn)生最大爆炸壓力，值為225.56 kPa；泄爆口位于點火源為750 mm 的工況4 能夠產(chǎn)生最小爆炸壓力，值為159.91 kPa；隨著泄爆口與點火源之間距離的增加，爆炸危險性指數(shù)逐漸增大。

3）基于爆炸危險性指數(shù)和火焰?zhèn)鞑シ逯邓俣确治隹芍?，泄壓閥應設置在易產(chǎn)生點火源的區(qū)域，該位置下的可燃氣體爆炸危險性指數(shù)和峰值火焰?zhèn)鞑ニ俣容^低。