油氣爆炸過程火焰燃燒模式的實驗估計*

張培理，杜 揚(yáng)

(后勤工程學(xué)院軍事供油工程系，重慶 401311)

油氣爆炸過程火焰燃燒模式的實驗估計*

張培理，杜 揚(yáng)

(后勤工程學(xué)院軍事供油工程系，重慶 401311)

首先分析討論了油氣爆炸過程中火焰燃燒模式的估計方法，然后在激波管內(nèi)進(jìn)行了低、中、高3次不同初始油氣濃度條件下的油氣爆炸實驗，通過實驗數(shù)據(jù)分別計算出了低、中、高初始油氣濃度條件下油氣爆炸在初期、中期和后期的丹姆克爾數(shù)和湍流雷諾數(shù)，最后依靠丹姆克爾數(shù)-湍流雷諾數(shù)圖對低、中、高初始油氣濃度條件下油氣爆炸初期、中期和后期的火焰燃燒模式進(jìn)行了定量估計。結(jié)果表明：低、中、高初始油氣濃度條件下激波管油氣爆炸過程初期、中期和后期的火焰燃燒模式均為漩渦內(nèi)小火焰模式。

爆炸力學(xué)；燃燒模式；丹姆克爾數(shù)；湍流雷諾數(shù)；油氣爆炸；層流火焰厚度；漩渦內(nèi)小火焰模式

油氣(包括天然氣、瓦斯和原油、成品油揮發(fā)物等)屬于典型的易燃易爆氣體，稍有不慎就可能引發(fā)火災(zāi)爆炸安全事故，造成重大人員傷亡和巨額經(jīng)濟(jì)損失。近年來，隨著國民經(jīng)濟(jì)與社會生產(chǎn)的快速發(fā)展，受限空間油氣火災(zāi)爆炸事故時有發(fā)生，如2007年我國西南某油庫發(fā)生的油庫爆炸事故；2013年11月，山東青島原油輸油管線發(fā)生爆炸事故；2014年7月，臺灣高雄發(fā)生燃?xì)獗ㄊ鹿剩陨鲜鹿示鶐韲?yán)重的人員傷亡和財產(chǎn)損失。為了避免此類事故的發(fā)生，減少人員傷亡與財產(chǎn)損失，尚需加強(qiáng)對油氣爆炸機(jī)理的研究，從而提出有效的油氣爆炸防治措施。

圖1 湍流預(yù)混火焰的3種模式隨Da和Rel0的分布Fig.1 Distribution of the three turbulence premixed flame models based on values of Da and Rel0

受限空間油氣爆炸火焰屬于典型的湍流預(yù)混火焰，湍流火焰的燃燒模式與油氣爆炸過程的化學(xué)反應(yīng)過程、湍流流動以及傳熱傳質(zhì)過程密切相關(guān)。一般來說，不同的油氣爆炸火焰燃燒模式會導(dǎo)致不同的油氣爆炸特性，如爆炸超壓、超壓上升速率、火焰速度等，究其內(nèi)在的原因之一就是湍流會使火焰前鋒面發(fā)生褶皺和扭曲[1]，進(jìn)而對油氣爆炸過程的傳熱傳質(zhì)[2-3]，甚至化學(xué)反應(yīng)歷程[4-5]產(chǎn)生影響。因此，研究受限空間油氣爆炸火焰的燃燒模式對于進(jìn)一步認(rèn)識油氣爆炸過程的機(jī)理和規(guī)律、構(gòu)建油氣爆炸過程數(shù)學(xué)模型具有十分重要的意義。

1 油氣爆炸火焰燃燒模式的估計方法

對湍流火焰燃燒模式的研究一直是可燃?xì)怏w燃燒和爆炸領(lǐng)域的熱點和難點[6]。F.A.Williams[7]和J.Abraham等[8]根據(jù)湍流柯爾莫格洛夫微尺度lk、湍流積分尺度l0和層流火焰厚度δL等參數(shù)構(gòu)成的判據(jù)，將湍流預(yù)混火焰分為3種模式：褶皺層流火焰模式、漩渦內(nèi)小火焰模式和分布反應(yīng)模式。具體方法是先計算湍流預(yù)混火焰的丹姆克爾數(shù)Da和湍流雷諾數(shù)Rel0，然后根據(jù)反映湍流預(yù)混火焰3種模式的湍流雷諾數(shù)-丹姆克爾數(shù)圖(如圖1所示)，來確定湍流火焰的燃燒模式。

圖1中，粗實線(lk/δL=1)上方是滿足威廉斯-克里莫夫判據(jù)的褶皺層流火焰存在的條件，粗實線(l0/δL=1)下方是滿足丹姆克爾判據(jù)的分布反應(yīng)模式存在的條件，兩條粗實線之間是滿足漩渦內(nèi)小火焰模式的分布條件。因此只要計算出油氣爆炸過程的丹姆克爾數(shù)Da和湍流雷諾數(shù)Rel0，根據(jù)圖1就可以判斷油氣爆炸火焰燃燒的模式。

丹姆克爾數(shù)Da在燃燒中是一個很重要的量綱一參數(shù)，定義為：

(1)

(2)

式中：ρ為燃燒火焰的密度，μ可燃?xì)怏w的為動力粘度。

本文擬通過激波管中的油氣爆炸實驗，測量油氣爆炸過程中已燃?xì)怏w和未燃?xì)怏w的溫度、平均流速、爆炸壓力等數(shù)據(jù)來估計油氣爆炸過得的丹姆克爾數(shù)Da和湍流雷諾數(shù)Rel0，進(jìn)而估計油氣爆炸過程的火焰模式。

2 實驗裝置和實驗方法

圖2 實驗裝置布置示意圖Fig.2 Arrangement of the experimental equipments

本文中的實驗裝置主要包括激波管、真空循環(huán)泵、油氣霧化裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、高速攝影儀、電腦等。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，主要包括壓力采集系統(tǒng)、濃度采集儀、溫度采集設(shè)備和流場速度設(shè)備。實驗裝置布置示意圖如圖2所示。

激波管尺寸為200 mm×200 mm×6 100 mm，其中包括一段長300 mm的玻璃觀察段。油氣霧化裝置的結(jié)構(gòu)和工作原理見參考文獻(xiàn)[9-10]。

感染最急性型羊鏈球菌病的病羊致死速度是非常之快的，通常從發(fā)病到死亡只在短短的24小時之內(nèi)，很難采取相應(yīng)的治療和診斷，同時在癥狀方面也是最難以判定的。

壓力采集系統(tǒng)主要由壓力傳感器、采集卡和電腦組成。沿激波管共布置了3個壓力傳感器，實驗中以這3個壓力傳感器采集到數(shù)據(jù)的平均值作為激波管內(nèi)的壓力值。濃度采集系統(tǒng)主要由GXH-1050型紅外分析儀和NHA-502型汽車尾氣分析儀組成。實驗中油氣濃度由GXH-1050型紅外分析儀測試，而其他氣體組分，如O2、CO、CO2等，均由NHA-502型汽車尾氣分析儀測量。

實驗中未燃?xì)怏w和已燃?xì)怏w的溫度由熱電偶、采集卡和電腦組成的溫度采集設(shè)備測量。根據(jù)實驗需要，沿激波管共設(shè)置了3組熱電偶，分別布置在激波管50、305和560 cm處。

油氣爆炸過程中湍流的脈動速度的測量較為困難，本文中擬先用6162型高溫?zé)峋€風(fēng)速儀來記錄油氣爆炸過程中的瞬時氣體流速，并根據(jù)整個油氣爆炸持續(xù)的時間得到平均流速，然后根據(jù)任一時刻的瞬時速度和平均流速得到湍流脈動速度。該熱線風(fēng)速儀探頭設(shè)置在激波管中間位置，可以每隔5～10 ms測一次氣體的瞬時流速，并儲存在計算機(jī)內(nèi)。

不同的初始條件會導(dǎo)致不同的實驗結(jié)果。為了使實驗結(jié)果具有代表性，選取低(1.20%)、中(1.65%)、高(2.10%)3種初始油氣體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行實驗，經(jīng)計算，其油氣當(dāng)量比φ(按異辛烷計算)分別為0.72、1.00和1.28。其他初始條件設(shè)置如下：初始溫度為常溫，壓力為常壓，點火能設(shè)為5 J。

本文先以φ=1.00(即油氣初始體積分?jǐn)?shù)為1.65%)時的實驗結(jié)果為例，給出火焰燃燒模式估計的詳細(xì)步驟與結(jié)果；然后再列出初始油氣體積分?jǐn)?shù)分別為1.20%和2.10%時的實驗數(shù)據(jù)，并分別估計其燃燒模式；最后根據(jù)3次燃燒模式計算的結(jié)果，分析和討論激波管內(nèi)油氣爆炸火焰的燃燒模式。

3 實驗結(jié)果與火焰燃燒模式計算

3.1 實驗結(jié)果與分析

(3)

圖4為初始油氣體積分?jǐn)?shù)為1.65%時(φ=1)，3組熱電偶采集到的流場溫度T隨時間的變化曲線。從圖4可以看出，未燃?xì)怏w的溫度Tu約為300 K，1#、2#和3#熱電偶采集到的已燃?xì)怏w的最大溫度Tmax分別約為1 127.39、1 203.62和1 324.05 K。已燃?xì)怏w的最大溫度正是火焰經(jīng)過熱電偶時的燃燒氣體的溫度，火焰離開熱電偶后，熱電偶處的氣體溫度由于劇烈的熱損失開始下降，之后溫度趨于平穩(wěn)，此時的溫度即為燃燒后的氣體溫度為Tb。可以認(rèn)為熱電偶采集到的最大溫度Tmax即為油氣爆炸已燃?xì)怏w的瞬時溫度。由于1#、2#和3#熱電偶分別設(shè)置在激波管的前端、中部和尾部，因此其各自采集到的最大溫度代表了油氣爆炸初期、充分發(fā)展和后期的燃燒氣體的溫度。

圖3 流場速度和爆炸超壓隨時間的變化曲線Fig.3 Variation curves of gas velocity and pressure vs. time

圖4 3組電偶采集到的流場溫度隨時間的變化曲線Fig.4 Temperature vs. time curves acquired by the three thermocouples

本文中擬分別對油氣爆炸初期(50 ms)、充分發(fā)展(150 ms)和后期(250 ms)的火焰燃燒模式進(jìn)行估計。從圖3和圖4可以得到φ=1，t=50、150和250 ms時激波管內(nèi)氣體流速、壓力和已燃?xì)怏w溫度等數(shù)據(jù)，如表1所示。

表1 各時刻激波管內(nèi)氣體流速、壓力和已燃?xì)怏w溫度實驗數(shù)據(jù)(φ=1)Table 1 Flow velocity, pressure and burned gas temperature in the shock tube at different times (φ=1)

3.2 油氣爆炸火焰燃燒模式計算

湍流積分尺度代表了湍流渦的平均尺度，根據(jù)楊輝等[11]和C.Sak等[11]的研究，管道或坑道內(nèi)湍流的平均積分尺度約為管道或坑道橫截面積的1/20～1/5。為了便于估算，設(shè)積分尺度為激波管橫截面尺寸的1/10，即l0=0.02 m。根據(jù)式(1)，先計算50 ms時的丹姆克爾數(shù)。

化學(xué)特征時間τchem=δL/SL，根據(jù)文獻(xiàn)[13]：

式中：Tu,ref=298 K；pref為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓；BM，B2和φM是由燃料類型確定的常數(shù)，由表2給出；溫度指數(shù)γ和壓力指數(shù)β是當(dāng)量比φ的函數(shù)，其經(jīng)驗公式如下[13]：

(6)

根據(jù)表2，選異辛烷的BM，B2和φM參考值來估算SL。根據(jù)式5(b)，SL,ref=24.89 cm/s；油氣體積分?jǐn)?shù)為1.65%時當(dāng)量比φ=1，則根據(jù)式(6)，γ和β為2.18和-0.16。因此根據(jù)表1，SL=0.253 7 m/s。

表2 參數(shù)BM，B2和φM取值Table 2 Value of BM, B2 and φM

層流火焰厚度的計算采用D.B.Spalding的計算式[14]：

(7)

式中：α為熱擴(kuò)散率，用油氣爆炸50 ms時平均溫度0.5(Tb+Tu)=713.7 K下空氣的物性[15]來近似，并進(jìn)行壓力修正，得α=α0(pref/p)=1.04×10-4m2/s，α0為空氣的熱擴(kuò)散率。因此，δL=8.20×10-4m。由此可得，τchem=3.23×10-3s。根據(jù)式(1)，Da=0.19。

油氣混合物的動力粘度μ仍以空氣在Tb下的動力粘度μb來近似，根據(jù)文獻(xiàn)[15]，μb=4.56×10-5N·s/m2，則湍流雷諾數(shù)

(8)

式中：R為理想氣體常數(shù)。

同理，計算出油氣爆炸150 和250 ms時的丹姆克爾數(shù)Da和湍流雷諾數(shù)Rel0，如表3所示。

表4～5分別是油氣當(dāng)量比為0.72和1.28時激波管內(nèi)50、150和250 ms時刻氣體流速、壓力和已燃?xì)怏w溫度的實驗數(shù)據(jù)。根據(jù)上文的方法和步驟，當(dāng)油氣當(dāng)量比分別為0.72和1.28時50、150和250 ms時刻的丹姆克爾數(shù)Da和湍流雷諾數(shù)Rel0計算結(jié)果如表6所示。

表3 各時刻的Da和Rel0計算值(φ=1)Table 3 Calculated values of Da & Rel0 at different times (φ=1)

將表3和表6中的數(shù)據(jù)，繪入丹姆克爾數(shù)-湍流雷諾數(shù)圖中，如圖5所示。由圖5可以看出，油氣當(dāng)量比分別為0.72,1.00和1.28時，油氣爆炸50、150和250 ms時的火焰燃燒模式均落入了漩渦內(nèi)小火焰模式區(qū)域。也就是說，低中高初始油氣濃度下，油氣爆炸初期、充分發(fā)展和后期的火焰燃燒模式均為漩渦小火焰模式。這一結(jié)論與D.R.Ballal等[16-17]對預(yù)混丙烷火焰燃燒模式的實驗研究結(jié)論一致，他們通過實驗發(fā)現(xiàn)大部分受限流動中的預(yù)混丙烷火焰燃燒模式與漩渦內(nèi)小火焰模式相關(guān)。

表4 各時刻激波管內(nèi)氣體流速、壓力和已燃?xì)怏w溫度實驗數(shù)據(jù)(φ=0.72)Table 4 Flow velocity, pressure and burned gas temperature in the shock tube at different times (φ=0.72)

表5 各時刻激波管內(nèi)氣體流速、壓力和已燃?xì)怏w溫度實驗數(shù)據(jù)(φ=1.28)Table 5 Flow velocity, pressure and burned gas temperature in the shock tube at different times (φ=1.28)

表6 各時刻的Da和Rel0計算值Table 6 Calculated values of Da & Rel0 at different times

圖5 油氣爆炸過程火焰燃燒模式分布Fig.5 Distribution of the flame regimes of oil-gas explosion process

圖6是當(dāng)初始油氣體積分?jǐn)?shù)為1.65%時油氣爆炸在148、152和156 ms時刻火焰的高速攝影照片。由圖6可以清楚地看出油氣爆炸火焰前鋒產(chǎn)生了明顯的褶皺，并且隨著油氣爆炸的發(fā)展，火焰前鋒后生成了許多小火焰點。這些小火焰點很可能與火焰前鋒褶皺的不斷加強(qiáng)破碎過程有關(guān)。

在漩渦內(nèi)小火焰模式下，油氣爆炸火焰的燃燒支持漩渦破碎模型的理論[18]，即認(rèn)為燃燒速度取決于未燃?xì)怏w破碎成更小微團(tuán)的速度，由于不斷地破碎，使得未燃混合物與已燃熱煙氣之間有足夠的界面進(jìn)行反應(yīng)[4]，這表明，并不是化學(xué)反應(yīng)的速率決定著燃燒速度，而是湍流混合速度控制著燃燒過程。這一點在對受限空間油氣爆炸火焰燃燒的數(shù)值分析模型進(jìn)行選擇時至關(guān)重要，該結(jié)果為受限空間油氣爆炸火焰燃燒的數(shù)值分析模型的選擇提供了依據(jù)。

圖6 油氣爆炸在148、152和156 ms時的火焰高速攝影照片F(xiàn)ig.6 High speed photos of the flame when the time was 148, 152 and 156 ms

3 結(jié) 論

本文首先根據(jù)實驗先得到了低、中、高3種初始油氣濃度條件下油氣爆炸過程的氣體流速、壓力以及火焰溫度。通過對實驗數(shù)據(jù)的分析和處理，分別確定了低、中、高3種初始油氣濃度條件下油氣爆炸過程初期(50 ms)、中期(150 ms)和后期(250 ms)時的氣體脈動速度、壓力、已燃?xì)怏w溫度和未燃?xì)怏w溫度，最后根據(jù)丹姆克爾數(shù)和湍流雷諾數(shù)對低、中、高3種初始油氣濃度條件下油氣爆炸過程中的初期、中期和后期火焰燃燒模型分別進(jìn)行了定量估計。結(jié)果表明，低、中、高3種初始油氣濃度條件下，激波管油氣爆炸過程初期、中期和后期的火焰燃燒模式均為漩渦內(nèi)小火焰模式；在漩渦內(nèi)小火焰模式下，油氣爆炸過程中火焰的燃燒支持漩渦破碎模型理論，即燃燒速度取決于未燃?xì)怏w破碎成更小微團(tuán)的速度，這也表明并不是化學(xué)反應(yīng)的速率決定著燃燒速度，而是湍流混合速度控制著燃燒過程。本文的研究方法和結(jié)論可為進(jìn)一步研究油氣爆炸火焰燃燒模式及其數(shù)值分析模型的選擇提供的參考。

[1] Steinberg A M, Driscoll J F. Straining and wrinkling processes during turbulence-premixed flame interaction measured using temporally-resolved diagnostics[J]. Combustion and Flame, 2009,156(12):2285-2306.

[2] Shin D H, Lieuwen T. Flame wrinkle destruction processes in harmonically forced,laminar premixed flames[J]. Combustion and Flame, 2012,159(11):3312-3322.

[3] Yi Y, Geng L, Jing G. Experimental study on the fractal characteristic of methane explosion flame[J]. Safety Science, 2012,50(4):679-683.

[4] Won S H, Windom B, Jiang B, et al. The role of low temperature fuel chemistry on turbulent flame propagation[J]. Combustion and Flame, 2014,161(2):475-483.

[5] Zhang M, Wang J, Wu J, et al. Flame front structure of turbulent premixed flames of syngas oxyfuel mixtures[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014,39(10):5176-5185.

[6] Mukaiyama K, Shibayama S, Kuwana K. Fractal structures of hydrodynamically unstable and diffusive-thermally unstable flames[J]. Combustion and Flame, 2013,160(11):2471-2475.

[7] Williams F A. Asymptotic methods in turbulent combustions[J]. AIAA Journal, 1986,24:867-875.

[8] Abraham J, Williams F A, Bracco F V. A discussion of turbulent flame structure in premixed charges[R]. Warrendale, Pennsylvania, USA: Society of automotive engineers,1985.

[9] Zhang P, Du Y, Zhou Y, et al. Explosions of gasoline-air mixture in the tunnels containing branch configuration[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2013,26(6):1279-1284.

[10] Yang D, Li Z P, Hong O Y. Effects of humidity,temperature and slow oxidation reactions on the occurrence of gasoline-air explosions[J]. Journal of Fire Protection Engineering, 2013,23(3):226-238.

[11] 楊輝,崔鑫,鄭昕等.管道中湍流強(qiáng)度及湍流積分尺度隨時間的變化研究[J].安全與環(huán)境工程,2013,20(4):102-104. Yang H, Cui X, Zheng X, et al.Investigation of variation of turbulence intensity and turbulent integral scale with time in tube[J]. Safety and Environmental Engineering, 2013,20(4):102-104.

[12] Sak C, Liu R, Ting D S-K, et al. The role of turbulence length scale and turbulence intensity on forced convection from a heated horizontal circular cylinder[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2007,31(4):279-289.

[13] Metghalchi M, Keck J C. Burning velocities of mixtures of air with methanol,isooctane,and indolene at high pressure and temperature[J]. Combustion and Flame, 1982,48:191-210.

[14] Spadling D B. Combustion and Mass Transfer[M]. New York: Pergamon, 1979:59.

[15] Stephen R T. An introduction to combustion:concepts and application [M]. New York: The McGraw-Hill Companies, 2000:appendix C.

[16] Ballal D R, Lefebvre A H. The structure and propagation of turbulent flames[J]. Proceedings of the Royoal Society of London, 1979,344(1637):217-234.

[17] Ballal D R, Lefebvre A H. The structure of a premixed turbulent flame[J]. Proceedings of the Royoal Society of London, 1979,367(1730):253-280.

[18] Poinsot T, Candel S, Trouvé A. Applications of direct numerical simulation to premixed turbulent combustion[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 1995,21(6):531-576.

(責(zé)任編輯 王小飛)

Experimental estimation of the combustion regime in the oil-gas explosion process

Zhang Peili, Du Yang

(DepartmentofMilitaryPetroleumSupplyEngineering,LogisticalEngineeringUniversity,Chongqing401311,China)

In this artical, firstly, estimation method of flame combustion regime of the oil-gas explosion was discussed and three oil-gas explosion experiments under the conditions of low, middle and high initial gas vapor concentration were carried out, and then the Damk?hler number and the turbulent Reynolds number for the early, interim and late stage of the oil-gas explosion at low, middle and high initial gas vapor concentration conditions were calculated according to the experimental data. Finally, through the Damk?hler number vs. Reynolds number diagram, the combustion regimes for each stage of the oil-gas explosion at low, middle and high initial gas vapor concentration conditions were quantitative estimated. Results show that the combustions at early, interim and late stage of the gas-air explosion under the conditions of low, middle and high initial gas vapor concentration in the tube have the same regime of flameletes-in-eddies. The conclusions of this paper can provide some useful reference for the further study of combustion regime and the numerical analysis model selection of the gas-oil explosion.

mechanics of explosion; combustion regime; Damk?hler number; turbulent Reynolds number; oil-gas explosion; laminar flame speed; flamelets-in-eddies regime

10.11883/1001-1455(2016)05-0688-07

2014-11-10；

2015-03-15

國家自然科學(xué)基金項目(51276195)；后勤工程學(xué)院青年基金項目(YQ16-420802)

張培理(1985- )，男，博士研究生，zpl612323@163.com。

O389國標(biāo)學(xué)科代碼：13035

A