點火位置對管道內油氣泄壓爆炸超壓特性影響

李國慶， 杜 揚， 王 波， 周艷杰，2， 齊 圣， 魏樹旺

(1.陸軍勤務學院 油料系，重慶 401311；2.中國石油長慶油田分公司規劃計劃處，西安 710018)

在化工、能源等行業，由可燃預混氣體的燃燒和爆炸引起的安全事故比比皆是，給人民的經濟和生命帶來了嚴重的危害和損失。比如2013年11月，中石油黃島油庫輸油管道爆炸，造成62人遇難，9人失蹤，166人受傷；2016年10月31日，重慶市永川區金山溝煤礦發生瓦斯爆炸事故，造成33人遇難。可燃預混氣體在燃燒和爆炸時，往往產生高溫和高壓，并伴隨著較高的火焰傳播速度，破壞力極強。并且，以往研究表明邊界條件[1-4](空間幾何結構、管壁粗糙度等)和初始條件[5-9](初始溫度、初始濃度、初始壓力、初始點火位置等)對可燃預混氣體的爆炸演變過程影響顯著。因此，研究不同因素對可燃預混氣體的爆炸演變規律影響對于進一步認識火焰動力學、爆炸參數演變規律和提高可燃氣火災爆炸安全防護技術等具有較好的理論和工程價值。在實際可燃氣爆炸安全事故中，點火源的位置是隨機的，導致其爆炸演變過程的參數存在差異，對火災爆炸安全防控的技術要求也不同，因此有必要對不同點火位置初始條件下的預混氣體爆炸過程進行研究。

國內外學者在以往的研究中也針對點火源位置對預混氣體爆炸特性的影響進行了一些探索，研究表明點火源位置對預混氣體的爆炸過程影響顯著。Guo等實驗研究了點火位置對小長徑比容器內氫氣-空氣混合氣泄壓爆炸過程的影響，研究發現中部點火能形成最大內部爆炸超壓，口部點火能形成最大的外部爆炸超壓，并且口部點火和中部點火形成的外部火焰的長度比底部點火更為明顯；Chao等[10]實驗研究了泄壓圓柱狀容器內點火位置對甲烷-空氣混合物和氫氣-空氣混合物的爆炸超壓峰值的影響，研究發現中部點火時超壓會形成“雙峰值”現象，并且會形成聲波振蕩；Kindracki等[11]實驗研究了豎直安裝的密閉管道內底部、中部和頂部3個點火位置對預混甲烷-空氣混合氣體爆炸的超壓影響，發現中部點火獲得的最大爆炸超壓最大，底部點火次之，頂部點火最小；Fakandu等[12]研究發現，底部點火導致的爆炸強度比中部點火更劇烈，因為底部點火時火焰的加速距離更長；鄭立剛等研究了點火源位置對甲烷-空氣混合物爆炸超壓特性的影響，發現隨著點火源距離管道閉口端距離的增大，超壓曲線的振蕩越明顯，且最大峰值也增大。

從上述研究現狀可見，點火源位置對可燃預混氣體的爆炸特性影響顯著，但是研究也表明：一方面針對不同長徑比容器、不同體積容器和開閉口容器內的影響規律并不完全相同，其次以往針對點火位置對爆炸特性的研究大都集中在甲烷、氫氣等單一氣體中，針對工業中常見的油氣這類多組分混合工質的研究偏少。由于在工業生產和油料物資儲備過程中，油氣蔓延和泄露等過程易形成易燃易爆危險源，一旦接觸到點火源就易產生爆炸，危害巨大。鑒于上述分析，研究不同點火源位置對油氣泄壓爆炸特性的影響有利于進一步認識油氣這類危險氣體的燃燒爆炸特性和提高石油類物資儲、運、加過程的爆炸安全防護能力。

1 實驗系統與方法

1.1 實驗系統

圖1所示為實驗系統示意圖，該實驗系統由一節半開口有機玻璃管道(管道長度L=1 000 mm、管道內部橫截面尺寸為100 mm×100 mm、管壁厚度20 mm、長徑比為L/D=10、容積V=10 L)、高速攝影儀、動態數據采集系統、碳氫濃度測試系統、配氣系統、點火系統和同步控制裝置等組成。

管道的右側端部用鋼制盲板密封，為了確保管道密閉性，在盲板和管道法蘭之間用橡膠密封圈連接。管道左側開口端用很薄的聚乙烯薄膜密封，保證點火前管道內可燃氣體不泄露到管道外。聚乙烯薄膜在很低的壓力條件下就可以破裂，因此對油氣爆炸壓力的影響很小。高速攝影儀的型號為PHOTRON公司的FASTCAM-ultima 512，拍攝速度設定為1 000幀/s(對應快門速度為1 ms)。壓力傳感器采用兩支寶雞市智星傳感器有限責任公司的ZXP660高頻瞬態壓力傳感器(量程0～200 kPa，精度誤差<0.3%)，其中一支安裝在盲板底部距離點火頭20 mm的位置(圖1中PT1)，另一支安裝在管道外部距離管道開口端400 mm的位置(圖1中PT2)，測試系統采用成都泰斯特公司的DAP7.10。點火系統采用的是實驗室定制的抗干擾點火系統，點火能量范圍為2～20 J，實驗中初始點火能量設置為6 J。汽油蒸汽由配氣系統產生，并采用碳氫測試儀GXH-1050監測汽油蒸汽的體積濃度，使之到達實驗所需的初始油氣濃度。

圖1 實驗系統圖(PTi-傳感器，Ip-點火位置距離管道封閉端距離)Fig.1 Schematic of experimental system

1.2 實驗方法

在實驗中，設置了3個不同的點火位置，分別為管道閉口端正中位置(IP/D=0)、管道中軸線距離閉口端400 mm(IP/D=4)和800 mm(IP/D=8)3個位置。每一組實驗都在初始體積濃度為1.7%的油氣工況下進行，實驗過程的初始溫度為環境溫度，初始壓力為當地大氣壓。點火初始能量采用6 J，并且分別采用一支壓力傳感器測試爆炸過程中管道內外超壓變化曲線，同時利用高速攝影儀記錄火焰傳播形態變化過程。為了保證預混可燃氣分布均勻，在點火前管道內氣體靜置30 s。為了保證實驗的準確性，每一種實驗工況至少進行3次重復實驗。

2 實驗結果和討論

2.1 超壓波形變化規律

2.1.1 管道內部測點超壓波形變化

圖2所示為三種不同點火位置工況(IP/D=0、4、8)管道內測點PT1的超壓隨時間的變化曲線。從圖2(a)～圖2(c)3個超壓曲線圖可見對于3個不同的點火位置，其管道內部測點爆炸超壓曲線存在3個明顯的峰值，我們將從起爆到形成第1個負壓峰值這一階段定義為“Ⅰ”階段，也即爆炸初期，之后的階段定義為“Ⅱ”階段，即爆炸后期，如圖2(a)所示。從圖2(d)可見，對于三種不同的點火位置工況，在超壓形成初期時超壓曲線的變化規律基本一致。首先，從起爆開始壓力逐漸上升，并在14.8～17.2 ms達到破膜壓力Pfv，并形成第一個超壓峰值；當薄膜破裂之后，由于管道內可燃氣體和未燃氣體快速泄放到管道外，引起管道內壓力下降，當壓力下降一段時間之后又開始上升，并形成第二個超壓峰值(P1、P2、P3所示)，并且可以明顯地發現當點火位置為IP/D=0和IP/D=4時，第二個壓力峰值比第一個壓力峰值更大，然而對于IP/D=8時，第二個壓力峰值反而比第一個峰值更小，并且隨著點火位置距離管道封閉端距離的增大，爆炸超壓到達破膜壓力峰值和第二個壓力峰值的時間都更短；當超壓達到第二個超壓峰值之后，三種點火位置工況下的爆炸超壓曲線都呈現振蕩下降的趨勢。

但是，對于超壓后期變化規律來講，三者差異顯著，對于點火位置IP/D=0，超壓在達到第二個峰值之后就急劇下降，并呈現出比較規則的衰減振蕩，且振幅較小，最終趨近于0；但是對于點火源位置為IP/D=4和IP/D=8時，爆炸超壓在達到第二個超壓峰值之后也呈現下降趨勢，但是緊接著會出現明顯的壓力振蕩，并且在超壓上升階段，振幅隨時間變化越來越大，這種超壓變化機理和火焰-聲波相互作用密切相關，在文章下面章節將進行詳細分析。盡管點火位置為IP/D=4和8時，超壓曲線在后期都存在明顯的壓力振蕩，但是二者超壓達到振蕩期的最大峰值的時間和最大峰值卻差異明顯，對于IP/D=4，達到振蕩期最大峰值11.78 kPa用時75.8 ms，然而對于IP/D=8，達到振蕩期最大峰值42.865 kPa所用時間為207 ms，可見隨著點火位置距離管道封閉端的距離增大，超壓振蕩期的最大壓力峰值增大，形成最大超壓峰值的時間也更長。當超壓達到振蕩期最大峰值之后，便開始振蕩下降，并且和振蕩上升階段相反，IP/D=4時，爆炸超壓從振蕩期超壓峰值變化到0 kPa耗費的時間比IP/D=8時更長，并且振幅衰減速度更緩慢。

(a) IP/D=0 (b) IP/D=4 (c) IP/D=8 (d) “I”階段局部圖線圖 圖2 管道內油氣爆炸超壓隨時間變化曲線Fig.2 Overpressure profiles vs time of PT1

2.1.2管道外部測點超壓波形變化

圖3所示是3個不同點火源位置工況下，管道外測點PT2爆炸超壓隨時間的變化曲線。從圖3(a)～圖3(c)3個超壓曲線圖可見對于3個不同的點火位置，其管道外部測點爆炸超壓曲線存在2個明顯的峰值，我們把起爆到形成第1個負壓峰值這一階段定義為“Ⅰ”階段，也即爆炸初期，之后的階段定義為“Ⅱ”階段，即爆炸后期，如圖3(a)所示。從圖3(d)中可見，在超壓變化初期，三種點火位置工況的爆炸超壓曲線具有相似的變化規律，起初保持較小的壓力值平緩上升，當達到某個時刻，壓力突然急劇上升，并形成第一個壓力峰值。和內部測點PT1的超壓相比較，外部測點爆炸超壓在變化過程中沒有出現破膜壓力峰值Pfv，這是因為在薄膜破裂之前外部測點的相對壓力為0 kPa，管道內部的爆炸對外部測點沒有影響，只有當管道內部的混合氣體發生泄放過程后，由于泄壓產生的沖量、管道內爆炸超壓傳播到管道外部和管道外部氣體發生爆炸等3個因素的共同作用，導致外部測點的超壓急劇上升。但是，由于外場空間太大，導致氣體燃燒產生的熱量釋放速率很高，并且泄放到外場的可燃氣體的量也有限，爆炸釋放的能量較少，所以在超壓變化初期形成的外場超壓峰值較小。同時，從圖3(d)還看到點火位置為IP/D=8時，形成第一個超壓峰值所用的時間最短為27.1 ms，其次是IP/D=4為35.1 ms，時間最長是IP/D=0為36.3 ms，造成這種差異的原因主要為：點火位置距離管道口部越近，破膜時間越短，管道內可燃氣體在較短的時間內就能泄放到管道外部，并引發外部爆炸，導致管道外部超壓上升。

上述三種工況的管道外部超壓在變化過程中，當超壓達到第一個峰值之后都急劇下降，之后又振蕩上升，但是在后期的超壓振蕩過程中，三者的變化規律存在比較明顯的差異。對于底部點火(IP/D=0)，超壓在后期的振蕩中會再次形成一個明顯的峰值，隨后以比較小的幅值在0 kPa附近微弱振蕩；對于IP/D=4和IP/D=8，外部測點后期的超壓變化規律與二者的內場超壓變化規律相似，但是外場超壓在振蕩過程中表現出比內場更加不規則的變化形式，主要體現在振幅的變化上，內場超壓的振幅變化相對外場更為規則(對比圖2(b)和圖3(b)可見)。

(a) IP/D=0 (b) IP/D=4 (c) IP/D=8 (d) “I”階段局部圖線圖圖3 管道外油氣爆炸超壓隨時間變化曲線Fig.3 Overpressure profiles vs timeof PT2

2.2 管道內超壓波形變化和火焰傳播行為關系

圖4所示是選取的三種點火位置工況下典型的不同時刻火焰瞬態結構圖。從圖中可見，三種工況下，火焰形態隨時間的變化規律差異較大，這是導致爆炸超壓變化規律產生差異的重要因素。對于點火位置為IP/D=0，在點火初期(0～10 ms)，火焰以“半球形“形態向開口端傳播(圖4(a)所示)，傳播速度比較緩慢，火焰面積也比較小，導致燃燒速度比較慢，因此管道內測點PT1壓力上升緩慢(如圖2(a)所示)。在10～17 ms這一階段內，火焰面積逐漸增大，單位時間內參與燃燒反應的油氣量增多，釋熱率提高，因此這個階段的超壓上升速率顯著增大，并在17.2 ms達到極值。在17.2 ms(對應著圖4(a)17 ms的火焰圖像)，管道開口端薄膜破裂，管道內氣體泄放到管道外部，泄壓過程引起的稀疏波導致管道內壓力驟降。但是，從24 ms起，壓力再一次出現快速上升的變化趨勢，并在31 ms的時候達到第二個峰值。結合圖4(a)中火焰圖像可見，在24～31 ms這一階段內火焰傳播速度加快，燃燒速度增加，熱量釋放較多，在管道內形成較強的壓縮波，導致這一階段壓力上升較快。從31 ms開始，壓力又出現急劇下降，這一下降過程和管道的“泄壓效應”密切相關，這是因為從17.2 ms管道開口端薄膜破裂之后，管道內氣體開始泄放，并且在24～31 ms，由于燃燒速度的提高和爆炸強度的增大，導致管道內氣流流動速度增大，氣體的泄放速度增大，于是管道內可燃氣體總量和濃度都降低，導致31 ms之后，管道內氣體爆炸強度降低，再加上管道內火柱長度增加，火焰與管道壁面的接觸面增大，引起熱量的大量散失，上述因素的綜合效應使得超壓急劇下降，并在38 ms達到極小值。在38 ms，火焰傳播至管道口部，之后火焰沖出管道并引燃泄放到管道外部的可燃氣體，導致壓力小幅度回升，并在42 ms取得外部爆炸壓力的第一個峰值，此后隨著外部爆炸的衰減，壓力曲線的振幅也逐漸減小并最終趨近于0。

圖4 火焰瞬態結構Fig.4 Transient flame structures

圖5 管道內部超壓-時間曲線(IP/D=4，局部放大)Fig.5 Overpressure profiles vs time of PT1(IP/D=4，partial enlarged view)

對于IP/D=4，如圖4(b)所示，在點火初期，火焰以球狀形態膨脹發展，持續時間大約為9 ms。在球狀火焰發展階段，超壓曲線以很小的幅度線性上升，如圖5所示。在10～16 ms，左側火焰鋒面加速向開口端傳播，然而右側火焰鋒面基本維持在一個固定的位置保持靜止，所以這一階段壓力變化主要和左側火焰行為有關。在這一階段，火焰形態經歷了球狀火焰-橢球狀火焰-指尖型火焰的轉變，在這個過程中火焰面積和火焰傳播速度都顯著增大，提高了燃燒速度和熱釋放率，導致壓力急劇上升，并在16.8 ms形成第一個壓力峰值。當第一個壓力峰值形成之后，管道開口端的薄膜破裂(對應16 ms時刻的圖像)，在泄壓作用的影響下，管道內壓力急劇下降，并在22 ms時取得極小值。從22 ms起，泄放到管道外部的可燃氣逐漸燃燒殆盡，管道內點火端右側火焰鋒面開始向右傳播，形成壓縮波，導致超壓上升，并在27 ms取得極大值。從27 ms開始，壓力又開始下降，并于33 ms達到極小值，對比27 ms和33 ms兩個時刻的火焰鋒面位置，可以發現在33 ms的時候火焰鋒面向右傳播的距離比27 ms時更近，表明火焰在向右傳播過程發生了火焰振蕩燃燒現象，這種火焰振蕩現象和壓力振蕩有內在的關系。為進一步探索火焰振蕩燃燒和壓力振蕩之間的關系，在圖5中標注了超壓在振蕩期56～82 ms變化過程中形成波峰和波谷對應的時刻，同時在圖4(b)中列出了相應時刻的火焰瞬態結構圖。結合圖5和圖4(b)進行分析，可以發現火焰鋒面在向右傳播的過程中存在明顯的左右振蕩現象，并且當火焰鋒面位于極左位置時(對應t=56 ms、62 ms、68 ms、74 ms、79 ms)，對應的超壓總是處于波谷位置；而當火焰鋒面位于極右位置時(對應t=58 ms、64 ms、71 ms、76 ms、82 ms)，對應的超壓總是處于波峰位置。上述分析表明火焰鋒面位置的往復振蕩和超壓波形的振蕩在時間上具有較好的一致性。

上述針對火焰傳播和壓力振蕩變化規律的分析表明壓力波波形變化規律和火焰振蕩傳播現象關系密切，該實驗結果和文獻[13]中研究點火源位置對甲烷-空氣爆燃超壓特征的影響時得到的結論類似。文獻[13]中認為點火源在管道中部和口部時引起超壓振蕩的原因為:管道泄爆口側的火焰前沿觸發了超壓振蕩，閉口側火焰前沿與聲波(壓力波)在未燃氣氣柱中相互作用放大了超壓振蕩。另外，文獻[14-15]中比較詳細地分析了引起燃燒振蕩的幾類關鍵因素，其中提及到的燃燒振蕩驅動機理中的“熱聲振蕩”機理認為對于氣體燃燒系統，在氣體處于最大壓縮狀態時加入熱量,或在氣體處于最大膨脹狀態時抽走熱量，氣體的振動將被加熱過程所激勵和加強，反之則氣體的振動將被阻尼。具體到本實驗，將油氣爆炸過程中在管道內部形成的火柱視為活塞，火焰在管道內左右脈動傳播的過程可以視為“活塞往復運動”。因此，當火焰向右傳播的時候，產生壓縮波，壓縮火焰鋒面前方未燃氣體，導致超壓上升；而當火焰向左傳播的時候，產生膨脹波，使火焰鋒面前方未燃氣體產生膨脹，導致超壓下降。

在本文研究中，以IP/D=4工況的壓力-時間曲線分析對象，在火焰鋒面處于極右位置的時候，也就是火焰鋒面前未燃氣體處于壓縮狀態時，超壓總是達到波峰，而當火焰鋒面處于極左位置時，即火焰鋒面前未燃氣體產生膨脹變形時，超壓總是達到波谷。這是因為當火焰在極右位置的時候，火焰鋒面前未燃氣體處于壓縮狀態，導致系統內溫度升高，此過程可以視為向系統內加入熱量；當火焰鋒面在極左位置的時候，火焰鋒面前未燃氣體屬于膨脹狀態，系統溫度降低，此過程可以視為給系統抽走熱量。因此，結合文獻[14-15]中關于超壓振蕩的機理分析，可以認為上述過程是引起超壓在超壓振蕩上升過程中壓力波放大和壓力波振幅逐漸增大的關鍵因素。但是，自82 ms超壓達到超壓振蕩期最大峰值之后，由于管道內未燃氣體剩余量較少，導致燃燒產生的熱量不足以彌補超壓振蕩周期內的能量損失，所以壓力開始降低，振幅也開始減小。

由上述分析可見，對于點火位置為IP/D=4的工況，管道內場超壓振蕩和火焰振蕩過程存在密切的聯系，二者在時間周期上保持高度一致，并且相互之間有正反饋激勵作用，導致超壓在演變過程中出現顯著的振蕩現象。此現象和管道封閉端點火工況下的爆炸超壓變化規律差異顯著，因此在防爆工程設計時要不能忽視這種較特殊的爆炸超壓特性。

當點火位置為IP/D=8時，對比圖6爆炸超壓曲線和圖4(c)中相應時刻的火焰圖像可得，在爆炸初期(28 ms以前)，火焰行為和爆炸超壓的內在聯系與IP/D=4時是相似的，在此不再贅述。28 ms之后，超壓開始出現振蕩現象，和IP/D=4相比較存在較大差異，具體來講，對于IP/D=4，超壓經過8個振蕩周期就達到了振蕩期的最大峰值，然而對于IP/D=8，超壓經歷了22個周期才達到振蕩期的最大峰值，并且IP/D=8的超壓曲線在振蕩前期的振幅變化幅度和IP/D=4相比明顯更小。另外，在166 ms之前，爆炸超壓振蕩和火焰傳播之間的耦合關系與IP/D=4的實驗結果的變化規律相似。但是，在166 ms之后，點火位置為IP/D=8的超壓振蕩機理和IP/D=4存在較大差異。這是因為對于IP/D=8這種工況，在166 ms之后，管道內可燃氣體已經燃燒殆盡，系統無法繼續通過燃燒產生熱量來支持超壓的變化，因此超壓在這段時期內的振蕩變化與燃燒過程沒有直接關系。然而，對于IP/D=4，爆炸超壓在達到震蕩期最大峰值之前，管道內一直有可燃氣體發生燃燒反應，給超壓振蕩過程提供熱量。

圖6 管道內部超壓-時間曲線(IP/D=8，局部放大)Fig.6 Overpressure profiles vs time of PT1(IP/D=8，partial enlarged view)

從圖6可見，盡管166 ms之后管道內沒有可燃氣體燃燒提供熱量，但是爆炸超壓依然保持上升趨勢，在207 m形成最大峰值，并且通過分析超壓振幅的變化幅度發現超壓在166～207 ms階段內的升壓速率比166 ms之前更大。由于在166～207 ms期間沒有燃燒反應給系統提供熱量，所以這一階段的超壓振蕩與火焰-壓力波耦合關系沒有直接聯系。然而在實驗中有一個值得注意的現象，當IP/D=8時，油氣爆炸過程會出現兩次爆炸聲音，第一次爆炸聲出現在油氣起爆階段，第二次爆炸聲出現在右側火焰鋒面向管道閉口端傳播過程中，并伴隨著橘紅色火焰的產生。結合實驗現象分析，本文認為出現第二次爆炸聲音的原因是由于管道薄膜破裂之后，管道外部空氣進入管道內，與管道內未燃氣體混合，增加了氧氣量，加速了管道內燃燒的反應進程，加強了爆炸強度，使熱量釋放速率增大，并引起氣體的強烈震動而發出聲音，值得注意的是在實驗中觀測到第二次爆炸聲的分貝明顯高于第一次。根據聲壓級計算公式(1)可以得到在爆炸過程中，聲波的最大聲壓級可以達到187 dB左右。

LP= 20lg(P/P0)

(1)

式中：LP為壓級，dB；P為聲壓，Pa；P0為基準聲壓，為2×10-5Pa。

因此，鑒于上述分析，本文認為166～207 ms這一階段的超壓上升主要是由管道內可燃氣體第二次爆炸產生的強烈的聲波引起，并且影響程度顯著。

綜合上述可見，對于點火位置為IP/D=0時，超壓變化過程主要受火焰傳播加速、火焰面積尺寸和外部爆炸的影響。點火位置為IP/D=4時的超壓變化過程除受到火焰加速、火焰面積尺寸和外部爆炸的影響之外，還受到火焰和聲波相互作用的影響；而點火位置為IP/D=8時的超壓變化過程除受到點火位置為IP/D=4時的影響機理的作用外，還受到爆炸過程強烈的聲波的影響。因此，在安全工程設計時，要充分考慮不同點火位置給超壓變化規律帶來的影響差異，有針對性地進行安全防護措施的設計和優化。

2.3 超壓振幅和周期

上述對管道內超壓分析可以得到，對于點火位置為IP/D=4和IP/D=8的工況，管道內超壓曲線在超壓振蕩期內以近似正弦波形態發生振蕩。圖7(a)、圖7(b)分別給出了超壓振蕩上升期和衰減期的振幅隨時間的變化關系。由圖7可見，超壓振蕩上升期和衰減期的振幅隨時間的變化規律都符合指數函數變化規律(擬合公式和曲線如圖7所示)，其中上升期為指數增長規律，衰減期的振幅為負指數變化規律。從圖7(a)可見，在振蕩上升階段，點火位置為IP/D=4時的超壓振幅從形成第一個峰值開始就以較快的速度增長，然而對于IP/D=8，在初始階段(大約160 ms之前)，振幅的增長趨勢很平緩，直到大約160 ms之后，超壓振幅才大幅度增加。從圖7(b)可見，在振蕩衰減期，振幅衰減的規律正好和振蕩上升期相反，IP/D=8比IP/D=4的振幅下降速度更快。這種現象的產生是由于對于點火位置為IP/D=4的工況，超壓在形成振蕩期最大峰值的時候(82 ms)，管道內火焰還沒有傳播到管道封閉端(對應圖4(b)82 ms圖像)，管道內還有部分剩余的可燃氣體。因此，在超壓振蕩衰減初期，管道內剩余的可燃氣體繼續發生燃燒反應，由此產生熱量可以減緩超壓振幅的衰減速度，并延長超壓振蕩的時間。但是，對于點火位置為IP/D=8的工況，在超壓達到振蕩期最大峰值之前(207 ms之前)，右側火焰鋒面就已經傳播到管道封閉端(對應與圖4(c)143 ms圖像)，管道內可燃氣體燃燒殆盡，燃燒反應進程結束。因此，在超壓振蕩衰減期，管道內不再有燃燒反應給系統提供熱量，并且燃燒余熱快速釋放，不利于超壓振蕩過程的延續。所以，對于點火位置為IP/D=8的工況，超壓振蕩衰減期的振幅衰減速度比點火位置為IP/D=4的工況更快，并且超壓振蕩的延續時間更短。

(a) 振蕩期上升階段振幅隨時間變化關系

(b) 振蕩期下降階段振幅隨時間變化關系圖7 管道內油氣爆炸超壓振蕩期上升和下降階段振幅隨時間變化關系Fig.7 Growing and decaying phases of oscillation overpressures vs time

(a) 振蕩期上升階段振蕩周期

(b) 振蕩期下降階段振蕩周期圖8 管道內油氣爆炸超壓振蕩期上升和下降階段振蕩周期Fig.8 Oscillation periods of growing and decaying phases

為更加全面地認識管道內超壓的振蕩特性，計算了超壓振蕩期內壓力上升階段(見圖8(a))和衰減階段(見圖8(b))的超壓振蕩周期，并繪制成如圖8所示的曲線圖。從圖8(a)中可見，對于點火位置為IP/D=4和IP/D=8兩種工況，在超壓振蕩上升階段，振蕩周期以接近二次拋物線的趨勢下降，其中點火位置為IP/D=4時，呈“凹”函數型二次函數，點火位置為IP/D=8時，呈“凸”函數型二次函數。對于超壓振蕩衰減階段，從圖8(b)可見，對于點火位置為IP/D=4和IP/D=8兩種工況，隨著超壓振蕩的延續，超壓衰減期的振蕩周期呈現出比較劇烈的振蕩變化，并且逐漸增大。但是，通過數學分析發現超壓振蕩衰減期的周期振蕩變化規律并沒有體現出較好的數學函數關系，較難用函數模型來進行擬合。

2.4 超壓峰值對比

表1比較了管道內部測點PT1在爆炸“I”階段的兩個超壓峰值(Ppeak1和Ppeak2)和整個爆炸過程的最大超壓峰值(Pmax)以及形成相應超壓峰值的時間，其中第一個峰值(Ppeak1)是薄膜破裂時的泄壓峰值，第二個峰值(Ppeak2)是緊隨泄壓過程之后超壓上升獲得的第一個峰值。從表1可見，隨著點火位置距離管道封閉端距離的增大，第一個超壓峰值的數值降低，并且達到此超壓峰值的時間也縮短。對于第二個壓力峰值，隨著點火距離的增大，第二個壓力峰值的數值也減小，并且達到此壓力峰值的時間也減小。對于整個爆炸過程的最大超壓峰值，隨著點火距離的增大，最大爆炸超壓峰值呈增長變化規律，并且獲得最大爆炸超壓峰值的時間增大。其中，點火位置為IP/D=4和IP/D=8兩種工況的最大爆炸超壓峰值是在壓力振蕩期(“Ⅱ”階段)形成，點火位置為IP/D=0的工況在爆炸“Ⅰ”階段形成。綜合上述分析和對比表1中的實驗數據可以發現，對于管道內部測點，當不考慮火焰和聲波的互相作用時，隨著點火位置距離管道封閉端距離的增大，最大超壓峰值是呈下降趨勢的，此時的實驗結果和馮長根等[16]的研究一致。但是當考慮了聲波和火焰的耦合關系，最大超壓峰值反而隨著點火距離的增大而增大。因此，從上述分析可以看出火焰和聲波的相互作用對爆炸超壓的變化規律的影響是很顯著的，在實際工程的爆炸安全防護工程的設計時有必要將這種因素考慮進去。

表1 測點PT1超壓峰值和最大峰值對比

表2比較了外部測點的第一個超壓峰值和最大爆炸超壓峰值隨點火位置的變化關系。從表2 實驗結果可見，外部超壓的峰值比內部超壓峰值小得多，并且在不考慮火焰和聲波相互作用的條件下，第一個超壓峰值隨著點火距離的增大減小，并且形成第一個峰值的時間也減小。但是，如果將火焰聲波的耦合關系考慮進來，可以發現爆炸過程的最大超壓峰值從點火位置為IP/D=0～IP/D=4是降低的，但是從IP/D=4～IP/D=8卻呈上升趨勢。并且對于IP/D=4來講，最大爆炸超壓峰值在第二個峰值取得，而IP/D=0和IP/D=8的最大爆炸壓力峰值在第一個峰值取得。

表2 測點PT2超壓峰值和最大峰值對比

3 結 論

本文通過實驗研究了泄壓管道內位于管道封閉端不同距離點火位置工況下，油氣爆炸超壓特性的變化規律，得到以下結論。

(1)點火位置對油氣泄壓爆炸超壓波形的變化影響顯著。超壓的變化過程可以分為兩個階段，“Ⅰ”階段不受聲波和火焰耦合作用的影響，不同點火位置的爆炸超壓在此階段變化規律相似；“Ⅱ”階段受到聲波(壓力波)和火焰的相互作用的影響，對于中部(IP/D=4)和口部(IP/D=8)點火，這種影響機理顯著，爆炸超壓振蕩很明顯。

爆炸超壓波形和火焰傳播有密切的內在聯系。對于IP/D=0，超壓變化過程主要受火焰加速、火焰面積尺寸和外部爆炸的影響；IP/D=4的超壓變化除受到火焰加速、火焰面積尺寸和外部爆炸的影響之外，還受到火焰和聲波的相互作用影響；而IP/D=8的超壓變化除受到IP/D=4的影響機理的作用外，還受到聲波振蕩的影響。

對于中部(IP/D=4)和口部(IP/D=8)點火，壓力振蕩上升期的振幅呈指數增長，衰減期的振幅呈負指數下降趨勢；在超壓振蕩上升階段，振蕩周期以接近二次拋物線的趨勢下降，對于超壓振蕩衰減階段，隨著超壓振蕩的延續，超壓衰減期的周期呈現出比較劇烈的振蕩變化，并且逐漸增大。但是，衰減期的周期振蕩變化規律并沒有體現出較好的數學函數關系，較難用函數模型來進行擬合。

對于管道內部測點，當不考慮聲波和火焰的相互作用時，在爆炸“Ⅰ”階段，最大超壓峰值隨著點火位置距離管道封閉端距離的增大而減小；當考慮聲波和火焰的相互作用時，爆炸過程的最大超壓峰值隨著點火距離的增大而增大。對于管道外部測點，不考慮聲波和火焰的耦合關系時，第一個超壓峰值隨著點火距離的增大而減小，如果考慮火焰聲波的耦合關系，最大超壓峰值從IP/D=0～IP/D=4是降低的，但是從IP/D=4～IP/D=8卻呈上升趨勢。

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