含弱約束受限空間油氣爆炸外部特性研究

王世茂， 杜 揚(yáng)， 李國(guó)慶， 齊 圣， 李陽(yáng)超， 徐長(zhǎng)航

(1. 中國(guó)人民解放軍后勤工程學(xué)院 軍事供油工程系， 重慶 401311;2. 中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院， 山東 青島 266580)

含弱約束受限空間油氣爆炸外部特性研究

王世茂1， 杜 揚(yáng)1， 李國(guó)慶1， 齊 圣1， 李陽(yáng)超1， 徐長(zhǎng)航2

(1. 中國(guó)人民解放軍后勤工程學(xué)院 軍事供油工程系， 重慶 401311;2. 中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院， 山東 青島 266580)

構(gòu)建了含弱約束面的受限空間油氣爆炸模擬實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，對(duì)含有弱約束的受限空間油氣爆炸外部特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)獲得了容器外部不同位置處爆炸超壓隨時(shí)間的變化規(guī)律，同時(shí)利用高速攝影系統(tǒng)記錄了爆炸火焰發(fā)展變化過(guò)程。研究結(jié)果表明：① 豎直方向和水平方向爆炸壓力隨時(shí)間變化規(guī)律均為“破膜與泄流正超壓→最大負(fù)超壓→外部爆燃正超壓→二次負(fù)超壓”，豎直方向上最大爆炸壓力要略大于水平方向上的最大爆炸壓力。② 隨著油氣濃度的增加，爆炸超壓先增大后減小，在初始油氣濃度為1.79%時(shí)爆炸超壓達(dá)到最大值。③ 隨著比例距離的增大，外部爆炸超壓呈負(fù)指數(shù)規(guī)律遞減。④ 火焰形態(tài)變化過(guò)程可分為“噴射引燃階段→卷曲變形階段→蘑菇云狀火焰階段→衰弱熄滅階段”，火焰最大高度為0.85 m，最大直徑為0.6 m。

油氣； 受限空間； 弱約束； 外部爆炸特性； 超壓； 火焰

油氣、天然氣等具有易燃、易爆、易揮發(fā)的性質(zhì)，近年來(lái)，由于油氣、天然氣泄漏所發(fā)生的爆炸事故不斷發(fā)生，造成嚴(yán)重的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失。油氣爆炸易發(fā)生在油罐、泵房、操作間、閥室等受限空間中，這類受限空間均含有弱鏈接罐頂、門、窗、塑料隔膜等強(qiáng)度較弱且在爆炸荷載作用下易變形破壞的弱約束面。若此類空間中發(fā)生油氣爆炸，弱約束面遭到破壞，沖擊波和火焰從破壞口沖出，使得工況急劇變化，形成泄放式爆炸，對(duì)人員及設(shè)備安全造成極大威脅，甚至?xí)茐钠渌O(shè)備導(dǎo)致更嚴(yán)重的泄漏及爆燃，進(jìn)而引發(fā)連鎖安全事故。因此，系統(tǒng)研究含有弱約束面受限空間油氣爆炸特性，確定弱約束面破壞后受限空間外部超壓變化及火焰發(fā)展特性，對(duì)預(yù)測(cè)油氣爆炸的毀傷效應(yīng)、研究防爆抑爆安全措施、構(gòu)建油氣爆燃安全評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)有著重要的參考價(jià)值。

對(duì)于受限空間內(nèi)部可燃?xì)怏w爆炸特性，現(xiàn)階段的主要研究?jī)?nèi)容為不同形狀的全封閉容積式受限空間內(nèi)[1-5]以及不同結(jié)構(gòu)的全封閉管道式受限空間內(nèi)[6-11]可燃?xì)怏w爆炸壓力及火焰發(fā)展規(guī)律；而對(duì)于可燃?xì)怏w爆炸外流場(chǎng)的研究，當(dāng)前主要集中于甲烷、氫氣等可燃?xì)怏w的泄爆外流場(chǎng)特性，而針對(duì)油氣混合介質(zhì)研究相對(duì)欠缺，因此本文用93#汽油蒸汽——空氣混合物作為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)，對(duì)含弱約束面受限空間油氣爆炸的外部超壓場(chǎng)及火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并對(duì)其實(shí)驗(yàn)規(guī)律進(jìn)行了相應(yīng)的機(jī)理分析。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與方案

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

如圖1所示，含弱約束面受限空間油氣爆炸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由實(shí)驗(yàn)容器、濃度測(cè)試儀、配氣系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、同步控制器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、高速攝影系統(tǒng)等組成。容器直徑0.27 m，高0.26 m，頂部設(shè)置開(kāi)口，開(kāi)口率為80%，用鋁箔泄爆膜片作為弱約束面對(duì)頂端進(jìn)行封口，膜片承壓能力為25 kPa。為測(cè)量容器外部不同位置處壓力的變化情況，在容器外沿豎直和水平方向設(shè)置壓力傳感器陣列，傳感器型號(hào)為ZXP-660，量程為0～10 kPa；豎直方向傳感器標(biāo)號(hào)為P1——P4，到弱約束面的垂直距離分別為0.2 m、0.4 m、0.6 m、0.8 m；水平方向傳感器標(biāo)號(hào)為P5——P8，到頂部中心的水平距離分別為0.2 m、0.4 m、0.6 m、0.8 m。利用真空泵系統(tǒng)進(jìn)行配氣時(shí)，只打開(kāi)1、2號(hào)閥門，真空泵產(chǎn)生的高速氣流會(huì)沖擊瓶?jī)?nèi)汽油并產(chǎn)生氣泡，從而將油氣通過(guò)配氣管路充入實(shí)驗(yàn)容器；待充入一定濃度的油氣后，關(guān)閉1、2號(hào)閥門，打開(kāi)3、4號(hào)閥門，對(duì)容器內(nèi)的混合氣進(jìn)行循環(huán)攪拌，最終使油氣在容器內(nèi)均勻分布。用高速攝影儀對(duì)火焰形態(tài)變化過(guò)程進(jìn)行捕捉。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

1.2 實(shí)驗(yàn)方案

為系統(tǒng)研究不同初始濃度條件下含弱約束面受限空間油氣爆炸外部特性，在圖1所示的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，以初始濃度為1.07 %、1.30 %、1.56 %、1.79 %、1.98 %、2.20 %、2.48 %、2.75%的油氣混合物進(jìn)行爆炸實(shí)驗(yàn)，并對(duì)受限空間外部壓力變化特性和火焰形態(tài)變化規(guī)律進(jìn)行測(cè)量，實(shí)驗(yàn)初始條件如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)條件

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 容器外部爆炸超壓隨時(shí)間變化規(guī)律

2.1.1 容器外部沿豎直方向超壓隨時(shí)間的變化規(guī)律

如圖2(a)所示，頂部含有弱約束結(jié)構(gòu)的受限空間外部沿豎直方向上爆炸壓力隨時(shí)間變化規(guī)律為“破膜與泄流正超壓——最大負(fù)超壓——外部爆燃正超壓——二次負(fù)超壓”。

以測(cè)點(diǎn)P1為例對(duì)油氣爆炸超壓隨時(shí)間的變化過(guò)程進(jìn)行分析，當(dāng)點(diǎn)火后，容器內(nèi)油氣發(fā)生爆燃使得壓力上升，最終導(dǎo)致弱約束面破裂(0.054 s)，內(nèi)部憋壓泄放使外部超壓增大，同時(shí)高速運(yùn)動(dòng)的氣流沖擊在測(cè)點(diǎn)感應(yīng)面上也使得壓力上升，二者相互耦合共同作用形成破膜泄流超壓Pbrust/fv，大小為3.05 kPa。隨著約束膜的破裂，已燃?xì)怏w隨火焰外泄使得外場(chǎng)密度迅速下降，從而形成導(dǎo)致超壓下降并產(chǎn)生最大負(fù)超壓Pneg，大小為-3.35 kPa。未燃油氣泄出后在外部形成內(nèi)形成高密度、高濃度的油氣云團(tuán)，當(dāng)外部油氣云團(tuán)被引燃后迅速燃燒并在短時(shí)間內(nèi)釋放能量，從而引發(fā)外部爆燃(0.06 s)，壓力迅速上升并外部爆燃超壓峰值Pext，大小為8.52 kPa。當(dāng)外部爆燃結(jié)束后，高密度油氣在外部爆燃過(guò)程中變?yōu)榈兔芏热紵a(chǎn)物，燃燒產(chǎn)物在爆炸熱流的推動(dòng)下進(jìn)一步擴(kuò)散，使得外部氣體處于低密度狀態(tài)，同時(shí)由于外部爆炸產(chǎn)生的熱量迅速散失，使得外部溫度降低；二者共同作用誘導(dǎo)形成使壓力迅速降低至并形成二次負(fù)超壓Psec neg，大小為-1.083 kPa。

(a) 沿豎直方向的外部超壓——時(shí)間曲線

(b) 沿水平方向的外部超壓——時(shí)間曲線

2.1.2 容器外部沿水平方向超壓隨時(shí)間的變化規(guī)律

容器外部沿水平方向超壓隨時(shí)間、變化規(guī)律如圖2(b)所示，從圖中可以看出，頂部含有弱約束結(jié)構(gòu)的受限空間外部沿水平方向爆炸壓力隨時(shí)間變化規(guī)律為“破膜與泄流正超壓——最大負(fù)超壓——外部爆燃正超壓——二次負(fù)超壓”。以測(cè)點(diǎn)P5為例，第一個(gè)超壓峰值所是由泄爆膜破壞和已燃?xì)怏w外泄(0.054 s)共同作用所導(dǎo)致的，其數(shù)值約為2.95 kPa。隨后由于大量已燃?xì)怏w外泄，使得外場(chǎng)密度下降，產(chǎn)生最大負(fù)超壓，大小約為-3.9 kPa。隨后外部油氣被引燃后產(chǎn)生外部爆燃超壓Pext，大小為5.38 kPa(0.060 s)。當(dāng)外部爆燃發(fā)生后，由外部爆燃所產(chǎn)生的低密度燃燒產(chǎn)物在爆炸熱流的推動(dòng)下擴(kuò)散稀釋，外部氣體處于低密度狀態(tài)，外部爆燃帶來(lái)的熱量損失也使得溫度下降，從而誘導(dǎo)二次負(fù)超壓Psec neg的形成，大小為-1.404 kPa。

2.1.3 容器外部不同位置爆炸超壓峰值差異性及機(jī)理分析

表2給出了外部不同測(cè)點(diǎn)處超壓峰值的變化情況，從表2中可以看出，容器外部不同位置處爆炸超壓峰值行為具有明顯的差異性，其主要差異性主要體現(xiàn)在以下幾個(gè)方面：① 沿豎直方向上的超壓峰值要高于沿水平方向上的超壓峰值：對(duì)于破膜泄流超壓Pbrust/fv，P1和P5的壓力值分別為3.05 kPa和2.96 kPa；對(duì)于外部爆炸超壓Pext，P1和P5的壓力值分別為8.53 kPa和5.35 kPa。② 對(duì)于最大負(fù)超壓Pneg，近場(chǎng)位置處豎直方向壓力值要大于水平方向壓力值(P1和P5分別為-3.34 kPa和-3.96 kPa)，遠(yuǎn)場(chǎng)位置處豎直方向壓力值要大于水平方向壓力值(P4和P8分別為-0.63 kPa和-0.40 kPa)。③ 沿豎直方向上二次負(fù)超壓Pnegsec數(shù)值的衰減速率明顯大于水平方向，以測(cè)點(diǎn)P3、P4和P7、P8為例，P3和P4處二次負(fù)超壓僅為-0.46 kPa和-0.29 kPa，而P7和P8處二次負(fù)超壓仍保持-0.92 kPa和-0.40 kPa。

表2 不同測(cè)點(diǎn)處爆炸超壓特征

從能量釋放角度來(lái)看，超壓值大小體現(xiàn)了油氣爆炸能量釋放量的大小，外部某點(diǎn)附近的油氣濃度越大，則油氣爆炸釋放能量越多，該點(diǎn)處的超壓值越大。

當(dāng)弱約束結(jié)構(gòu)破壞時(shí)，在爆炸壓力的驅(qū)動(dòng)作用下，未燃油氣迅速噴出容器，從而誘導(dǎo)產(chǎn)生沿著豎直方向的強(qiáng)泄流效應(yīng)，驅(qū)動(dòng)未燃油氣沿豎直方向高速運(yùn)動(dòng)，這就使得未燃油氣主要沿著豎直方向擴(kuò)散；而當(dāng)高速運(yùn)動(dòng)的油氣噴入相對(duì)靜止的外部大氣時(shí)，在不穩(wěn)定因素的作用下，壓力梯度與密度梯度不再平行而是出現(xiàn)了相交，產(chǎn)生斜壓效應(yīng)，使得流場(chǎng)內(nèi)出現(xiàn)渦旋，渦旋的橫向拉伸效應(yīng)驅(qū)動(dòng)油氣沿水平方向擴(kuò)散。由于沿豎直方向上的強(qiáng)泄流驅(qū)動(dòng)效應(yīng)要遠(yuǎn)大于沿水平方向渦旋拉伸效應(yīng)，因此未燃油氣仍主要是沿豎直方向分布，水平方向上油氣濃度相對(duì)較小，因此被點(diǎn)燃后沿豎直方向的能量釋放率較大，從而形成較大的外部爆燃超壓Pext。

另外，當(dāng)弱約束膜破壞后，已燃油氣隨火焰噴射而出，產(chǎn)生強(qiáng)泄流。由于已燃?xì)怏w密度較小而且泄流過(guò)程具有較大的慣性，因此導(dǎo)致破膜與泄流超壓峰值生成后壓力迅速降低，從而形成最大負(fù)超壓Pneg。在遠(yuǎn)場(chǎng)位置，沿豎直方向泄流慣性效應(yīng)較為明顯，使得最大負(fù)超壓相對(duì)與沿水平方向的測(cè)點(diǎn)處更小。

2.2 初始條件對(duì)油氣爆炸超壓的影響

對(duì)于含有單個(gè)弱結(jié)構(gòu)的受限空間，當(dāng)空間內(nèi)部的油氣含量已知時(shí)，其外部不同位置處的爆炸超壓主要受兩個(gè)因素制約：① 外部某點(diǎn)到受限空間幾何中心的相對(duì)距離;② 受限空間本身的幾何屬性，由于本文采用圓柱筒作為實(shí)驗(yàn)容器，因此定義圓柱筒的中心為原點(diǎn)，綜合考慮相對(duì)距離和幾何屬性兩種因素，定義無(wú)量綱數(shù)比例距離，其定義式為

(1)

式中：Hver和Lhor分別為豎直方向比例距離和水平方向比例距離。h和r分別為外部某測(cè)點(diǎn)到原點(diǎn)的垂直直線距離和水平直線距離，m。H和R分別為原點(diǎn)到頂部開(kāi)口的垂直距離和原點(diǎn)到筒壁的水平距離，m。本文所用的實(shí)驗(yàn)容器原點(diǎn)為筒體中心，則H和R分別為0.135 m和0.13 m。

圖3給出了不同初始油氣濃度條件下油氣爆炸外部超壓與比例距離的關(guān)系。

2.2.1 初始油氣濃度對(duì)爆炸超壓的影響

從圖3可以看出，隨著油氣濃度的增加，爆炸超壓先增大后減小，當(dāng)初始油氣濃度為1.79%時(shí)，各測(cè)點(diǎn)處爆炸超壓明顯高于其他濃度條件下的爆炸超壓，因此定義1.79%為最危險(xiǎn)油氣濃度。油氣濃度對(duì)爆炸超壓的影響機(jī)理主要體現(xiàn)在能量釋放量和化學(xué)反應(yīng)速率上：

(1) 當(dāng)初始油氣濃度較小時(shí)，空氣較為富余，整個(gè)反應(yīng)體系內(nèi)油氣量不足，油氣爆炸所釋放的能量也相對(duì)較小；另外，較少的油氣量導(dǎo)致整個(gè)反應(yīng)過(guò)程中產(chǎn)生的活化基團(tuán)相對(duì)不足，使得整個(gè)爆炸反應(yīng)體系中化學(xué)反應(yīng)速率較低，能量無(wú)法在短時(shí)間內(nèi)快速釋放，因此低濃度條件下超壓值相對(duì)小。

(a) 超壓值與水平方向比例距離之間的關(guān)系

(b) 超壓值與豎直方向比例距離之間的關(guān)系

Fig.3 Relationship curves of external overpressure and proportional distance under different concentration

(2) 隨著初始油氣濃度增大，參與反應(yīng)的油氣量增多，所能量釋放的能量也較多；另外，較多的油氣也產(chǎn)生較為充足的活化基團(tuán)，加快了化學(xué)反應(yīng)速率，因此超壓值逐漸增大并在初始濃度為1.79%時(shí)達(dá)到最大值。

(3) 當(dāng)油氣濃度進(jìn)一步增大時(shí)，油氣過(guò)剩，容器中的氧氣不足以支撐油氣完全燃燒，油氣在不完全燃燒時(shí)其蘊(yùn)含的化學(xué)能無(wú)法完全釋放；另外，由于油氣濃度過(guò)高，導(dǎo)致整個(gè)反應(yīng)體系中活化基團(tuán)的濃度降低，減慢了化學(xué)反應(yīng)速率，導(dǎo)致超壓值降低。

2.2.2 爆炸超壓與相對(duì)距離的變化關(guān)系

以最危險(xiǎn)油氣濃度即CCH=1.79%的工況為例，受限空間外部爆炸超壓隨著比例距離的增大而減?。簭膱D3中可以看出，當(dāng)豎直方向比例距離分別為2.48(測(cè)點(diǎn)P1)和6.92(測(cè)點(diǎn)P4)時(shí)，外部超壓分別為8.53 kPa和1.28 kPa；當(dāng)水平方向比例距離分別為2.54(測(cè)點(diǎn)P5)和7.15(測(cè)點(diǎn)P8)時(shí)，外部超壓分別為5.35 kPa和0.85 kPa，根據(jù)圖3可以擬合出最危險(xiǎn)濃度下超壓與比例距離的關(guān)系式，為

(2)

根據(jù)圖3和式(2)可以得出，隨著外部測(cè)點(diǎn)到弱約束面中心的距離增加，爆炸超壓值呈指數(shù)減小的趨勢(shì)，這是由于點(diǎn)火后容器內(nèi)壓力升高最終導(dǎo)致約束面破壞，高度壓縮未燃油氣從破壞口噴射而出形成油氣云團(tuán)，當(dāng)油氣云團(tuán)被引燃后迅速爆炸，產(chǎn)生的壓力隨著距離的增加而衰減。另外，在豎直方向的爆炸超壓要明顯大于沿水平方向的爆炸超壓，這是由于弱約束破壞瞬間，油氣大量噴出，沿豎直方向的驅(qū)動(dòng)力為破膜引發(fā)的強(qiáng)泄流效應(yīng)和內(nèi)部燃燒引發(fā)的上升熱流，二者共同作用使得油氣在沿豎直方向上具有較大的運(yùn)動(dòng)速度，因此油氣也集中分布在豎直方向上；而沿水平方向由于沒(méi)有受到超壓擠壓和燃燒熱流推舉的影響，其主要驅(qū)動(dòng)力為斜壓效應(yīng)誘導(dǎo)生成的渦旋，這種驅(qū)動(dòng)力遠(yuǎn)小于沿豎直方向上強(qiáng)泄流和上升熱流產(chǎn)生的驅(qū)動(dòng)力，油氣在水平方向上的濃度也就相對(duì)較小。油氣在空間上的不均勻分布導(dǎo)致爆炸能量釋放的不均勻分布，油氣含量多的區(qū)域，能量釋放較多，因此豎直方向上的爆炸超壓要大于沿水平方向上的爆炸超壓。

2.3 容器外部火焰行為研究

圖4為典型的含弱約束面受限空間油氣爆炸外部火焰發(fā)展變化過(guò)程，從圖4中可以看出，含弱約束面受限空間油氣爆炸外部火焰形態(tài)變化過(guò)程為“噴射引燃階段→卷曲變形階段→蘑菇云狀火焰階段→衰弱熄滅階段”。

圖4 火焰形態(tài)變化規(guī)律

噴射引燃階段(54 ms)：點(diǎn)火后容器內(nèi)油氣爆炸使得壓力升高，最終導(dǎo)致約束面破裂，高度壓縮的未燃油氣從破壞口噴出。由于前期憋壓的作用，內(nèi)外的壓力差較大，從而引發(fā)強(qiáng)泄流效應(yīng)，火焰陣面向容器口加速運(yùn)動(dòng)，最終沖出破壞口形成噴射狀火焰。

卷曲變形階段(60～68 ms)：由界面穩(wěn)定理論可知，由燃燒產(chǎn)物組成的低密度的流體向壓縮的未燃油氣組成的高密度流體的加速是不穩(wěn)定的，稱為R-T不穩(wěn)定，這種不穩(wěn)定性導(dǎo)致火焰失穩(wěn)變形，并產(chǎn)生大量褶皺[12-14]；另外，燃燒反應(yīng)放出的熱量使火焰鋒面前方溫度上升，氣體受熱膨脹加速運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而導(dǎo)致了沿切向的速度梯度，這會(huì)誘發(fā)產(chǎn)生K-H不穩(wěn)定[1]。不穩(wěn)定性的共同作用使得流場(chǎng)內(nèi)湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，火焰鋒面進(jìn)一步加速，火焰加速后其鋒面上產(chǎn)生的R-T和K-H不穩(wěn)定性會(huì)進(jìn)一步增強(qiáng)，又增強(qiáng)了湍流強(qiáng)度，從而形成了正反饋機(jī)制。這種正反饋使外部流場(chǎng)的結(jié)構(gòu)發(fā)生復(fù)雜變化，復(fù)雜變化的流場(chǎng)使得油氣云團(tuán)分布不再均勻，火焰開(kāi)始卷曲變形，并沿水平方向拉伸，逐漸形成球狀火焰。

蘑菇云狀火焰階段(76～84 ms)：隨著火焰鋒面的擴(kuò)展，R-T不穩(wěn)定性和K-H不穩(wěn)定性會(huì)逐漸增強(qiáng)，流場(chǎng)發(fā)生劇烈變化，產(chǎn)生斜壓效應(yīng)，流場(chǎng)內(nèi)形成強(qiáng)烈的的渦旋，體現(xiàn)在火焰鋒面上就是出現(xiàn)漩渦構(gòu)造[12]，同時(shí)外部油氣劇烈燃燒會(huì)產(chǎn)生較強(qiáng)的熱浮力，這會(huì)導(dǎo)致火焰沿豎直方向迅速上升拉伸，從而形成上半部分火焰直徑較大下半部分火焰直徑較小的蘑菇云狀火焰，在1.79%濃度條件下，火焰的最大高度為0.85 m，最大直徑為0.6 m。

衰弱熄滅階段(98 ms)：當(dāng)外部爆炸反應(yīng)完畢后，剩余的油氣不足以支持火焰的燃燒，火焰開(kāi)始逐漸消散，無(wú)法繼續(xù)維持蘑菇云狀。當(dāng)容器外火焰完全消失時(shí)，容器內(nèi)殘余的火焰仍繼續(xù)燃燒直至完全熄滅。

3 結(jié) 論

本文構(gòu)建了頂部含弱約束面受限空間可燃?xì)怏w爆炸參數(shù)測(cè)試系統(tǒng)，并基于模擬實(shí)驗(yàn)對(duì)含弱約束面受限空間油氣爆炸外部壓力及火焰相關(guān)特性進(jìn)行了研究，具體結(jié)論如下：

(1) 外部壓力隨時(shí)間變化規(guī)律均為“破膜與泄流正超壓→最大負(fù)超壓→外部爆燃正超壓→二次負(fù)超壓”，且沿豎直方向上爆炸壓力要大于沿水平方向上的爆炸壓力。

(2) 隨著初始油氣濃度的增大，外部爆炸超壓呈先增大后減小的變化規(guī)律，濃度對(duì)爆炸壓力的影響主要是體現(xiàn)在能量釋放量和化學(xué)反應(yīng)速率上，最危險(xiǎn)初始油氣濃度為1.79%。

(3) 在最危險(xiǎn)初始油氣濃度條件下，隨著比例距離的增大，外部爆炸超壓呈負(fù)指數(shù)規(guī)律遞減，而且沿豎直方向超壓衰減更為明顯。

(4) 油氣爆炸外部火焰形態(tài)變化過(guò)程可分為“噴射引燃階段→卷曲變形階段→蘑菇云狀火焰階段→衰弱熄滅階段”。由于受到R-T不穩(wěn)定、K-H不穩(wěn)定、斜壓效應(yīng)等因素的影響，火焰陣面出現(xiàn)強(qiáng)烈的卷曲和褶皺，火焰的擴(kuò)展范圍在蘑菇云狀火焰階段達(dá)到最大值，最大高度為0.85 m，最大直徑為0.6 m。

[1] 歐益宏, 杜揚(yáng), 蔣新生, 等. 熱源條件下油氣二次熱著火實(shí)驗(yàn)[J]. 爆炸與沖擊, 2011,31(5):510-515.

OU Yihong,DU Yang,JIANG Xinsheng,et al. Secondary thermal ignition of gasoline-air mixture induced by hot source[J].Explosion and Shock Waves,2011,31(5):510-515.

[2] MOVILEANU C, GOSA V, RAZUS D. Explosion of gaseous ethylene-air mixtures in closed cylindrical vessels with central ignition[J]. Journal of Hazardous Materials, 2012,235/236:108-115.

[3] CUI Y, WANG Z, JIANG J, et al. Size effect on explosion intensity of methane-air mixture in spherical vessels and pipes[J]. Procedia Engineering, 2012,45:483-488.

[4] TANG C, ZHANG S, SI Z, et al. High methane natural gas/air explosion characteristics in confined vessel[J]. Journal of Hazardous Materials, 2014,278:520-528.

[5] 楊書(shū)召, 景國(guó)勛. 受限空間瓦斯爆炸火焰與毒氣傳播研究[J]. 河南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014,33(3):257-260.

YANG Shuzhao,JING Guoxun.Study on spread of flame and noxious gas of gas explosion in confined spaces[J].Journal of Henan Polytechnic University(Natural Science),2014,33(3):257-260.

[6] 程浩力, 李睿, 劉德俊. 管道燃?xì)獗ㄌ匦詫?shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)安全生產(chǎn)科學(xué)技術(shù), 2010,6(4):23-27.

CHENG Haoli,LI Rui,LIU Dejun.Experimental study on the explosion characteristic of combustible gas in pipelines[J].Journal of Safety Science and Technology,2010,6(4):23-27.

[7] ZHANG Q, PANG L, LIANG H M. Effect of scale on the explosion of methane in air and its shockwave[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2011,24(1):43-48.

[8] EMAMI S D, RAJABI M, Che HASSAN C R, et al. Experimental study on premixed hydrogen/air and hydrogen-methane/air mixtures explosion in 90 degree bend pipeline[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2013,38(32):14115-14120.

[9] NA INNA A M, PHYLAKTOU H N, ANDREWS G E. Effects of obstacle separation distance on gas explosions: the influence of obstacle blockage ratio[J]. Procedia Engineering, 2014,84:306-319.

[10] 劉謙, 林柏泉, 朱傳杰, 等. 管道長(zhǎng)度對(duì)爆炸波前流速與超壓耦合關(guān)系影響研究[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2014(3):476-482.

LI Qian,LIN Boquan,ZHU Chuanjie,et al.Influence of pipe length on coupled relation between flow velocity of detonation front and overpressure[J].Journal of Mining and Safety Engineering,2014(3):476-482.

[11] ZHAO Z, ZHENYUAN J, HAIZHU L. Characteristics of gas explosion flow fields in complex pipelines[J]. International Journal of Mining Science and Technology, 2015,25(1):157-164.

[12] 姜孝海. 泄爆外流場(chǎng)的動(dòng)力學(xué)機(jī)理研究[D]. 南京：南京理工大學(xué)工程力學(xué)系, 2004.

[13] KASMANI R M, ANDREWS G E, PHYLAKTOU H N. Experimental study on vented gas explosion in a cylindrical vessel with a vent duct[J]. Process Safety and Environmental Protection, 2013,91(4):245-252.

[14] TOMLIN G, JOHNSON D M, CRONIN P, et al. The effect of vent size and congestion in large-scale vented natural gas/air explosions[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015,35:169-181.

[15] LEE H G, KIM J. Numerical Simulation of the Three-dimensional Rayleigh Taylor Instability[J]. Computers & Mathematics with Applications, 2013,66(8):1466-1474.

Tests for external explosion characteristics of fuel-air mixture in a confined space with weak constraint surfaces

WANG Shimao1， DU Yang1, LI Guoqing1, QI Sheng1, LI Yangchao1, XU Changhang2

(1.Department of Petroleum Supply Engineering, Logistical Engineering University,Chongqing 401311, China;2.College of Mechanical and Electrical Engineering, China University of Petroleum (Hua Dong), Qingdao 266580, China)

An analog test system for explosion of fuel-air mixture in a confined space with weak constraint surfaces was established, and the external explosion characteristics of fuel-air mixture in the space was studied through tests. The relationship curves of explosion overpressure versus time at different locations outside the vessel were obtained, and the explosion flame development process was recorded with a high speed photographic system. The results showed that the characteristics of the external overpressure is “burst & effusion overpressure→maximum negative pressure→external explosion overpressure→secondary negative overpressure”, the maximum overpressure value in the vertical direction is higher than that in the horizontal direction; with increase in oil gas concentration, the explosion overpressure increases firstly and then decreases, when the initial oil concentration is 1.79%, the explosion overpressure reaches the maximum value; the external explosion overpressure decreases following a negative exponential law with increase in the proportional distance; the flame morphological change process is “pilot injection stage→crimping and deforming stage→mushroom shaped stage→extinction stage”, the flame’s maximum height is 0.85 m and its maximum diameter is 0.6 m.

fuel-air mixture; confined space; weak constraint; external explosion characteristics; overpressure; flame

國(guó)家自然科學(xué)基金(51276195)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金(R1503020A)；建筑消防工程技術(shù)公安部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題(KFKT2014MS03)；重慶市研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目(CYB16128)

2016-10-10 修改稿收到日期：2016-11-22

王世茂 男，博士生，1990年10月生

杜揚(yáng) 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1958年4月生

E-mail:duyang58@163.com

X932

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.15.038