半地下覆土立式油罐內部油氣爆炸沖擊荷載實驗研究

王世茂， 杜 揚， 高建豐， 梁建軍，4， 張培理， 李國慶

(1.中國人民解放軍陸軍勤務學院 油料系，重慶 401331； 2.浙江海洋大學 石化與能源工程學院，浙江 舟山 306022；3.臨港石油天然氣儲運技術國家地方聯合工程實驗室，浙江 舟山 306022； 4.重慶大學 動力工程學院，重慶 401331)

半地下覆土立式油罐內部油氣爆炸沖擊荷載實驗研究

王世茂1， 杜 揚1， 高建豐2,3， 梁建軍1，4， 張培理1， 李國慶1

(1.中國人民解放軍陸軍勤務學院 油料系，重慶 401331； 2.浙江海洋大學 石化與能源工程學院，浙江 舟山 306022；3.臨港石油天然氣儲運技術國家地方聯合工程實驗室，浙江 舟山 306022； 4.重慶大學 動力工程學院，重慶 401331)

半地下覆土油罐常用于儲存汽油、柴油等易燃易爆油品，一旦被引燃，短時間內將產生極強的爆炸壓力波，造成儲罐的嚴重破壞并帶來災難性后果，油氣爆炸沖擊荷載的研究是進行儲罐安全設計的基礎。利用等比例模擬容器，基于實驗對覆土立式油罐罐內油氣爆炸沖擊載荷特性進行了實驗研究，獲得了密閉條件下油罐內不同位置處的壓力荷載的變化規律，油氣爆炸壓力荷載變化分為四個階段：點火孕育期、加速突變期、衰弱振蕩期、慣性波動期；罐頂位置處的壓力荷載數值要明顯大于罐壁和罐底處的壓力荷載數值；進一步考察了初始油氣濃度、初始點火能量、初始溫度等相關參數對爆炸沖擊荷載的影響規律。研究結果表明：爆炸超壓隨濃度的變化呈先增大后減小的規律，當初始濃度為1.71%時，爆炸超壓荷載達到最大值。爆炸超壓值與點火能成正比關系，與初始環境溫度成反比關系。

半地下；油罐；油氣；爆炸沖擊荷載；超壓值

半地下覆土立式油罐屬于典型容積式受限空間，當油罐內油氣混合物遇到引火源，較易發生爆炸。爆炸過程中溫度、壓力急劇升高，對罐體及罐室帶來嚴重破壞。因此，為確保半地下覆土油罐工程的安全，需對其進行油氣爆炸動力響應和罐體結構強度進行分析和評價。油氣爆炸壓力荷載的研究是立式儲罐破壞分析的基礎。

受限空間內爆炸沖擊荷載的研究以數值模擬法和實驗法為主。近年來，研究者們提出了一系列的可燃氣體燃燒爆炸模型[1-5]，并將其運用于受限空間可燃氣體爆炸的數值模擬研究中。如：王博等[6-7]利用兩步反應模型對受限空間內油氣爆炸進行了研究；Zhu等[8]對封閉管道內甲烷氣體燃燒的振蕩效應進行了研究；Robert等[9]利用大渦模擬對可燃氣體的爆燃發展為爆轟的變化過程進行了研究。雖然數值模擬具有低成本、短周期、反映流場完整等優點，但由于其固有的局限性，無法完全模擬實際工況中的復雜變化，因此常借助于模型實驗來研究爆炸的固有特性。Blanchard等[10-12]分別對管道中氫氣、甲烷等介質的爆燃向爆轟轉變的特征參數變化進行了實驗研究，并探究了點火能量對爆炸參數的影響；賈寶山等[13]對受限空間中氫氣對瓦斯的爆燃促進作用進行了實驗研究。

當前針對可燃氣體爆炸的研究多集中于單分子氣體，但對于油氣這種復雜混合物爆炸特性的研究較少，尤其缺乏中、大尺度條件下的爆炸實驗研究。因此本文采用中尺度模擬實驗的方法對不同工況下半地下油罐內油氣爆炸沖擊荷載特性進行了實驗研究。

1 實驗系統設計

1.1 模擬實驗系統構建

半地下覆土立式油罐油氣爆炸實驗系統由模型油罐、配氣系統、動態壓力采集測試系統、環境溫度測試系統、點火系統、濃度測試儀等組成。

實驗所用模型油罐直徑為1 000 mm，全高800 mm，壁厚為10 mm。容器壁面開有人孔，直徑為400 mm，同時壁面開有100 mm的接管兩個，人孔和接管均用端蓋進行封閉，罐壁人孔最下端到罐底距離為0.15 m，罐壁接管到罐底的距離為0.4 m。由于含有油料的油罐其爆炸威力及破壞性均小于空罐，同時為考慮實驗的安全性，避免造成人為火災，本文在空罐內沖入預混油氣混合物，而不添加油料；利用自制油氣循環系統進行配氣，當充氣時，打開閥門1、閥門2并關閉閥門3、閥門4，利用高壓氣泵產生的氣流吹掃油瓶內的汽油，使其“沸騰”并產生大量氣泡，加速油氣的揮發并將其吹入循環回路中，從而使得罐內油氣濃度增高，同時利用GX-1050E型CH濃度測試儀對油罐內油氣濃度進行實時監測，當油氣濃度達到實驗濃度要求時，關閉閥門1、閥門2并打開閥門3、閥門4，繼續循環吹掃使得油氣均勻分布，當罐內油氣濃度趨于穩定時，關閉氣泵和所有閥門。罐體上設置三個壓力傳感器P1、P2、P3，P1位于罐頂，P2位于罐體中部距離罐底高度為400 mm，P3位于罐底距離罐頂高度800 mm。利用TEST6300動態壓力采集測試系統配合ZXP-610型壓阻式壓力傳感器對油罐內部不同位置處的爆炸超壓進行采集，傳感器量程為0～2 MPa，采集軟件為DAP7.10，采樣頻率100 kHz。本文利用高能無干擾電火花發生器作為點火裝置，最高輸出電壓為1 500 V，點火能范圍為0～15 J，誤差小于0.1 J，點火桿安放于罐底人孔附近罐壁上，距離罐底0.1 m。實驗系統如圖1所示。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Scheme of experimental system

2 油氣爆炸荷載時序變化規律

基于實驗獲得了模擬油罐內不同位置處油氣爆炸超壓荷載隨時間的變化規律，并與不同容器內其他單組分氣體的爆炸壓力荷載變化情況進行了對比。實驗初始條件如表1所示。

表1 初始實驗條件

2.1 罐內壓力荷載的時序變化規律

從圖2中可知，其超壓變化規律可分為四個階段。A：點火孕育期，點火引燃后，油氣呈層流燃燒狀態[14]，使罐內壓力上升，但由于此時油氣的燃燒范圍較小，能量釋放少，壓力變化較小。B：加速突變期，隨著火焰面范圍不斷擴大，燃燒釋放大量熱量，誘導形成前驅壓縮波，使得波前油氣得以壓縮及預熱，形成高溫高壓的油氣區；當火焰面引燃集中區內的高濃度油氣時，爆炸反應速度增大并釋放出更多的熱量，同時油氣的燃燒使得罐內溫度迅速上升，形成正反饋過程，進而導致油罐內超壓急劇升高并達到最大超壓值。C：振蕩衰減期，超壓達到最大值后開始下降，但下降過程中出現壓力振蕩現象：當壓力下降到一定值后又開始回升，而上升到略小于前一峰值后的壓力值時又開始下降，如此周而復始，隨著時間的推遲，罐內壓力逐漸減小，振蕩的幅度也逐漸減小。D：慣性波動期(0.746～1.000 s)：當油氣燃燒殆盡，罐內再無能量釋放，壓力逐漸降低并趨于平緩，但從圖2可知，壓力荷載仍存在輕微振蕩，這是由爆于壓力仍在壁面之間反射并引發輕微的振蕩波動，隨著時間的延續，流場逐漸趨于靜止，壓力載荷波動也逐漸變為零。

圖2 油罐頂部爆炸壓力荷載隨時間變化規律Fig.2 Relationship curves of times and pressure loading at the top

2.2 工質組分及容器尺度對爆炸超壓荷載的影響

為分析工質組分和容器尺度對爆炸超壓荷載時序規律的影響，本文對比了不同介質在標準容器內爆炸壓力荷載的變化特性，包括在20 L和120 L球形容器中油氣[15]、甲烷[16]、氫氣[17]的爆炸壓力變化規律，其關鍵參數對比如表2所示。

表2 關鍵參數對比

另外，對于油氣在模擬油罐中的爆炸過程，除壓力荷載關鍵參數在數值上的差異外，超壓的時序變化曲線也有所不同：

(1)在壓力加速突變階段，球形容器內最大壓力值小于油罐內最大壓力值，但壓力上升速率較大，達到最大壓力峰值所用的時間均小于油罐內油氣爆炸所用的時間，這符合容積式受限空間油氣爆炸升壓速率與體積關系的“三次方定律”。 另外，從油氣爆炸與其他單分子可燃其他爆炸的壓力時序曲線對比來看，對于復雜混合組分的可燃介質，其最大升壓速率要略小于單分子可燃氣體的最大升壓速率。

(2)球形容器在下降階段壓力荷載變化較為平緩，而油罐內壓力荷載出現了壓力荷載振蕩現象，如圖3所示。產生這種現象的原因有多種，第一模擬油罐具有較多的接管口和人孔，這些特殊結構會產生一定的擾動；其次，模擬油罐的體積相對較大，從點火端到頂端有一定的距離，這為壓力波的往復運動提供了充裕的空間，促進了壓力波動的產生；另外，大尺度火焰下烴類活性的不穩定性和熱耗散過程的不穩定性也是誘導壓力荷載振蕩的重要原因。

圖3 P1測點處壓力荷載振蕩變化規律(0.43～0.48 s)Fig.3 Pressure loading oscillation characteristics at measuring point P1 (0.43～0.48 s)

3 不同初始條件對爆炸荷載的影響

3.1 初始油氣濃度的影響

初始油氣濃度是影響爆炸超壓荷載的大小的重要因素，因此本文對不同油氣濃度條件下爆炸超壓進行了研究，并與單分子可燃氣體爆炸超壓隨當量比的變化規律進行了對比。實驗初始溫度23 ℃，初始點火能3 J，引用數據初始工況與實驗工況相近。

圖4 爆炸壓力荷載隨油氣濃度的變化關系Fig.4 Relationship curves of pressure loading and concentration

圖4給出了油氣濃度條件下油氣和其他可燃氣體爆炸超壓大小。從圖4可知，隨著油氣濃度的增加，油罐內爆炸超壓呈先增大后減小的趨勢。這種變化趨勢可以從能量釋放量和化學反應速率來解釋：①當濃度較小時，體系內油氣含量少，能量釋放總量少，而且較低的油氣含量使得體系中活化基團相對不足，化學反應速率較低，因此在低當量比條件下超壓荷載較小。②隨著油氣濃度增大，油罐內油氣增多，釋放的能量增多，同時提供足夠多的活化基團，加速化學反應進行，壓力值逐漸增大，在油氣濃度為1.71%時，壓力荷載值達到最大值。③隨著濃度進一步升高，油氣過剩，體系內所含氧氣不足以支持油氣完全燃燒，導致其化學能無法完全釋放，而且過多的油氣減慢了化學反速率，導致壓力值降低。

在可燃氣體爆炸研究領域常用當量比來衡量可燃介質的濃度及構成。從圖4可知，對于CH4、H2等氣體的定容爆炸，在當量比略大于1時，爆炸超壓峰值達到最大。由于油氣作為一種成分十分復雜的混合物，無法得到與空氣混合后精確的化學計量系數或當量比，但根據單組分可燃氣體爆炸工況推斷，爆炸超壓最大時，油氣濃度為1.71%，此時的當量比略大于1。另外，無論時油氣爆炸最大超壓與初始濃度之間的關系還是單分子可燃氣體爆炸最大超壓與當量比之間的關系均近似用二次多項式進行擬合，其關系式如表3所示。

表3 爆炸超壓與當量比擬合式

3.2 初始點火能量影響

點火能是影響可燃氣體爆炸強度的重要參數之一，油氣爆炸最大超壓值也收到初始點火能的影響，圖5給出了爆炸壓力隨初始點火能的變化關系，初始油氣濃度為1.65%，初始溫度為20 ℃，引用數據工況與實驗工況相近。

圖5 不同點火能條件下油氣爆炸超壓Fig.5 Explosion pressure loading under different ignition energy

從圖5可知，無論是對于20 L標準爆炸容器、狹長管道還是油罐中的可燃氣體，其爆炸超壓隨著點火能的增加而增加，二者近似呈線性關系。當點火源產生的溫度足以引燃可燃氣體時，點火能越大，則產生更高的超壓，二者近似呈線性關系。油氣爆炸其本質上是鏈式反應過程，油氣爆炸時，引發化學反應鏈需要提供一定能量以便使得C-C和C-H共價鍵發生斷裂，因此初始點火能越高，更多C-C和C-H共價鍵就能斷裂，從而產生大量活化基團，加速爆炸反應的進行，從而使油氣爆炸壓力增強。

另外，與甲烷相比，油氣爆炸的超壓值隨點火能的變化相對更為明顯，即斜率更大，這是因為油氣本身是多組分混合物，較高的點火能不僅加速激發了小分子組分共價鍵的斷裂，滿足了大分子組分共價鍵斷裂的激發條件，促進體系內形成更多的自由基，從而增加爆炸強度。

3.3 初始環境溫度影響

初始溫度對受限空間中油氣爆炸特性有著重要影響，當初始發生變化時，油罐內油氣爆炸壓力參數也隨著改變，圖6為不同初始溫度條件下油罐內P1測點處油氣爆炸的最大壓力值(點火能3 J)。

圖6 不同溫度條件下油氣爆炸超壓荷載峰值Fig.6 Explosion pressure loading under different temperature

從圖6可知，對于封閉受限空間中的油氣爆炸，隨著溫度的升高，壓力逐漸下降，二者近似呈線性關系，這與小尺度受限空間中油氣和丙烷[20]爆炸超壓隨溫度的變化規律具有相似性。

然而，本文的研究發現，從287～301 K，隨著初始溫度的增加，爆炸超壓有所上升，但上升幅度并不明顯，約為0.01 MPa，這與在小尺度空間中完成的可燃氣體爆炸的實驗結果相悖。這可能是由于在大尺度條件下，體系內傳熱傳質的效果和化學反應的強度對爆炸超壓有著較強的影響，較高的溫度可以增強反應物之間的能量交換，進而加強傳熱傳質效果，上述影響均能對爆炸反應起增強作用。另外，從化學反應的角度來看，較高的初始溫度有利于增強活化分子之間的相互碰撞，使得化學反應速率提高，從而導致點火后，燃燒反應區的能量釋放增多，增強爆炸強度。

因此，本文認為對于中、大尺度的受限空間油氣爆炸而言，初始溫度對爆炸壓力的影響機制是相對復雜的：在一定初始溫度下，提高初溫，將導致爆炸超壓有所增強；而當溫度繼續增大時，爆炸超壓會隨著溫度的升高而降低。但由于由于實驗條件的限制，本文沒有對更低和更高的初始溫度工況進行實驗，中、大尺度條件下初始溫度對油氣爆炸最大壓力的影響還有待于進一步研究。

4 結 論

構建了半地下覆土立式拱頂油罐油氣爆炸實驗系統，基于模型實驗對半地下覆土立式拱頂油罐內油氣爆炸沖擊荷載變化規律進行了研究，獲得以下主要結論：

(1)通過實驗得到了油罐內不同位置處爆炸壓力時序曲線，并與不同可燃氣體在不同尺寸容器中的爆炸時序曲線進行了對比，得到油罐內爆炸壓力時序變化規律可分為：點火孕育期、加速突變期、振蕩衰弱期、慣性波動期，罐頂的壓力荷載振蕩最為明顯。

(2)隨著初始油氣濃度的增加，油罐內油氣爆炸的壓力荷載峰值呈現先增大后減小的變化規律，濃度與爆炸超壓之間近似可用二次多項式進行擬合，當初始油氣濃度為1.71%時，油罐中爆炸超壓達到最大，并通過與單分子可燃氣體爆炸特性的對比，得到該濃度條件下的油氣所對應的當量比略大于1。

(3)初始點火能的升高對油氣爆炸超壓荷載有增強的效果，二者近似可用線性模型描述，且當量比相近時，點火能對油氣爆炸的增強效應要略大于對甲烷的爆炸增強效應。

(4)隨著溫度的升高，油氣爆炸超壓峰值呈線性下降的趨勢，但中、大尺度受限空間中油氣爆炸最大超壓隨初始溫度的變化與小尺度條件下爆炸超壓隨溫度變化有所差異，后續應針對中、大尺度受限空間不同溫度工況爆炸壓力荷載的規律進行細致研究。

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Anexperimentalstudyofinternalgasoline-airmixtureexplosionloadinginasemi-undergroundvaulttank

WANG Shimao1,DU Yang1,GAO Jianfeng2,3,LIANG Jianjun1,4,ZHANG Peili1,LI Guoqing1

(1.Department of Petroleum, Army Logistics University of PLA, Chongqing 401331, China；2.School of Petrochemical and Energy Engineering, Zhejiang Ocean University, Zhoushan 306022, China；3.Oilamp; Gas Storage and Transportation Technology of Joint Engineering Laboratory, Zhoushan 306022, China；4.Power Eengineering Institute, Chongqing University, Chongqing 401331, China)

Semi-underground oil tanks are often used to store gasoline, diesel oil, and other flammable and explosive oil. Strong explosion pressure wave will be produced during a very short period of time once it meets fire, and causes serious damage and disastrous consequences. Studies of oil and gas explosion loading are the basis for safety design of tanks. In this paper, the characteristics of loading of gasoline-air mixture explosion in tanks were experimentally studied, and the variation of the overpressure time history at different positions was obtained. The explosion pressure loading could be divided into four stages: the ignition incubation period, the accelerated mutation period, the weak oscillation period, and the inertia fluctuation period. The overpressure at the top of the tank was significantly larger than that of the wall and the bottom. The influence of initial oil gas concentration, initial ignition energy, initial temperature and other related parameters was investigated. The results show that the change of overpressure is increased to the max and then decreased with extending concentration, and the most dangerous concentration is 1.71%. The explosion overpressure is directly proportional to the ignition energy, and inversely proportional to the initial temperature.

semi underground; vault tank; gasoline-air mixture; explosion loading; overpressure value

重慶市研究生科研創新項目(CYB17150)；浙江省科技廳公益基金項目(2015C31014)；浙江海洋大學科研啟動基金(2015)；國家自然科學基金(51704301)

2017-01-05 修改稿收到日期：2017-02-26

王世茂 男， 博士生， 1990年生

杜揚 男， 博士， 教授，博士生導師， 1958年生

E-mail:duyang58@163.com

TU33；O382

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.22.037