單側弱面受限空間油氣爆炸超壓荷載的實驗研究*

王世茂，杜 揚，楊文旭，李國慶，齊 圣，韋世豪，李 蒙

(1.中國人民解放軍陸軍勤務學院 油料系，重慶 401331； 2.重慶市消防安全技術研究服務有限責任公司，重慶 401120 )

0 引言

油氣、天然氣等可燃氣體具有易燃、易爆、易揮發的性質。近年來，油氣、天然氣等可燃氣體泄漏所導致的爆炸事故時有發生。在當前石油化工工業領域，常見的含有油氣危險源的受限空間有油罐、泵房、操作間等，這類受限空間上的門和玻璃窗等結構均可看做單側弱面結構。當發生油氣爆炸事故時，受限空間的弱面結構遭到破壞，進而形成泄放爆炸。

現階段針對含有弱面的受限空間可燃氣體爆炸特征研究主要集中在甲烷、氫氣等可燃氣體的泄爆特性上。Fakandu和Guo等[1-2]研究了破膜壓力對泄爆過程內流場超壓荷載變化規律的影響，得到了破膜壓力越高內場最大超壓峰值越大的結論；Bauwens等[3-6]針對大尺寸受限空間中甲烷和氫氣的泄爆過程開展了實驗和數值模擬研究，其研究的重點主要針對于初始湍流強度、初始點火位置、初始氣體組分對爆炸內場超壓荷載和火焰行為的影響規律，并結合實驗結果構建了基于大渦模擬的可燃氣體爆炸過程的數值計算模型；Schiavetti等[7]研究了雙層壁面結構的受限空間內氫氣的爆炸模式，主要確定了不同點火位置對雙層壁面結構受限空間內氫氣爆炸過程的影響規律；Qi等[8]研究了大尺度受限空間內甲烷的泄爆過程，根據峰值個數的不同提出了4種超壓時序曲線，并分析了大尺度條件下固有的不穩定燃燒超壓峰值。

當前，針對含有弱面受限空間汽油蒸汽爆炸過程的研究已有一定進展，Qi等[9]利用2 L的小型燃燒初步研究了油氣的爆炸特性，提出了影響超壓峰值的4種關鍵機制；李陽超等[10]和吳松林等[11]分別針對端部全開條件下和雙爆炸口條件下管道內的油氣爆炸過程進行了研究。但是針對不同開口、不同點火能條件下的油氣爆炸過程的研究，仍較為有限。因此，本文采用92#汽油蒸汽—空氣混合物作為實驗介質，對單側弱面受限空間油氣爆炸過程進行了實驗研究，以期為該類工業設備的安全設計提供實驗支撐和理論依據。

1 實驗系統與方案

1.1 實驗系統

本文中實驗系統如圖1所示：

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

容器尺寸為0.1 m×0.1 m×0.4 m，容器端部設置不同開口率的泄口，用鋁箔爆炸膜片對泄放口進行封閉，鋁箔片厚度為0.02 mm，不同開口率條件下其破壞壓力有所差異，開口率越小，破壞壓力越大。為準確測量容器內外場壓力變化特征，在容器內部設置壓力傳感器PT1，容器外部沿豎直方向設置壓力傳感器PT2，PT3。傳感器布置位置如圖1所示：PT1安放于容器側壁上，位于容器中間位置，PT1到容器口部和底部的距離均為0.2 m；PT2安放于容器外場，位于容器中軸線上，PT2到容器口部的距離為0.2 m；PT3位于容器外場，與PT2在同一垂直面上，PT3到容器口部所在平面的垂直距離為0.2 m，到容器中軸線的垂直距離為0.2 m。PT1，PT2，PT3均為ZXP660型傳感器，PT1量程為0 ～ 100 kPa，PT2量程0 ～ 20 kPa，PT3量程為0 ～ 5 kPa，壓力采集系統為TEST6400，軟件為DAP6.13，采樣頻率為20 kHz，采樣誤差為±0.3%。利用電火花發生裝置進行點火，點火電壓1 500 V，點火能范圍為0-15 J，誤差為±0.1 J。利用真空泵吹掃汽油液體的方式進行配氣，通過調整1～4號閥門的開閉完成充入油氣和吹掃循環。用高速攝影儀對火焰形態變化過程進行捕捉，采樣頻率為500 FPS。當完成預定初始參數的實驗準備后，利用同步控制器完成點火系統、動態數據采集器、高速攝影儀的同步啟動。

1.2 實驗方案

以圖1所示的實驗系統為基礎完成不同工況下的汽油蒸汽爆炸實驗，每個實驗重復3次。初始油氣體積分數分布為1.13%到2.59%共7個工況點；初始開口率分別為25%(破口壓力為50 kPa)、50%(破壞壓力為35 kPa)、100%(破壞壓力為27 kPa)；電火花點火桿位于封閉端中心位置，點火能分別為1.5，4.5，7.5，10.5，13.5 J共5個工況點。

2 實驗結果及討論

2.1 不同開口面積下超壓荷載變化規律

已有的研究顯示，當初始油氣濃度為1.60%～1.78%時，油氣爆炸的強度將達到最大，爆炸現象最具有典型性和代表性[9-12]。因此，在觀察不同開口面積下超壓的變化規律時，以油氣濃度為1.69%、點火能為1.5 J作為典型工況。

2.1.1 25%和50%開口率條件下超壓荷載變化規律

圖2和圖3給出了初始油氣濃度為1.69%、點火能為1.5 J時，爆炸口開口面積25%和50%條件下容器內外超壓與火焰形態隨時間的變化關系。從圖2中可以看出，對于小口條件下(25%和50%開口率)的油氣爆炸過程，其內外壓力荷載及火焰行為隨時間的變化關系具有較高的一致性，其主要特點為：

1)內場超壓荷載均只有1個峰值(△PB)，且該峰值產生于爆炸膜破壞瞬間[12]。

2)沿不同方向的外部超壓荷載的峰值個數不同，軸向測點(PT2)上具有2個超壓荷載峰值(△PB和△PFV)[13-14]，而徑向測點(PT3)近具有1個超壓荷載峰值。

3)隨著開口的增大，外場軸向測點與徑向測點的超壓峰值的差值減小。

以圖2為例，在點火初期，火焰呈層流燃燒的狀態，整個火焰鋒面呈光滑的球狀層流火焰(0.039 s)，此階段壓力上升較為緩慢，整個過程為定容燃燒的狀態，火焰面傳播范圍較小。隨著油氣的燃燒，內部壓力逐漸增大，最終使得弱約束端面被破壞，形成破膜超壓PB，同時大量未燃油氣瞬間泄放，此時受限空間內部壓力達到最大值，大小約為55 kPa。在內部超壓的擠壓作用和強泄流效應的加速作用下，火焰瞬間拉伸加速，形狀發生變化，無法再維持光滑的橢球形(0.051 s)，此時火焰面瞬間加速，其前鋒面位置達到0.334 m。

在爆炸膜破壞的瞬間，由于外部環境為靜止大氣，內部為高壓狀態的氣體混合物，此時內外壓力比值大于1，從而誘導形成典型的欠膨脹射流流動[15]。另外，爆炸口附近產生破膜激波PB并以發散方式向外傳播，另外泄出的未燃氣體瞬間膨脹，油氣的泄放導致內部壓力降低，當火焰加速沖出泄放口時，先期泄放到容器外部的油氣被引燃，由于爆炸面破壞瞬間容器內外有較大的壓差，沿軸向形成柱狀射流火焰，該火焰持續時間較長，沿軸向傳播范圍大，沿徑向傳播范圍小，火焰前鋒面最大傳播范圍約為0.81 m。油氣燃燒殆盡后，射流火焰熄滅，壓力下降至大氣壓強。

對于受限空間外部的超壓，從圖2和圖3可以看出，在小開口條件下外部軸向測點和徑向測點的最大超壓值差距較大，在25%開口率條件下軸向和徑向的最大超壓分別為17.1 kPa和0.81 kPa，前者是后者的21.1倍，二者存在數量級差異；而在50%開口率條件下，軸向和徑向的最大超壓分別為12.01 kPa和2.05 kPa，前者為后者的5.85倍，二者不存在數量級差異；這說明隨著開口率的增加，軸向最大超壓與徑向最大超壓的差值逐漸縮小。

對于軸向測點而言，外部壓力峰值主要為破膜超壓PB和泄流超壓PFV，而由欠膨脹射流沖擊引發的PFV是形成較大的超壓峰值的主要原因。當爆炸膜破裂后，高速氣流從泄放口噴射而出，被點燃后形成小范圍的沿軸向的高速噴射火焰，軸向測點向上的超壓值主要為泄流超壓PFV，即當高速運動的氣流沖擊到壓力測點感應面時，壓力值升高，因此超壓值較大。而在沿徑向上的超壓峰值主要為破膜超壓PB，即破膜瞬間產生的破膜壓力波，同時由于在縱向位置上并無明顯的射流沖擊，因此難以形成泄流超壓PFV。

2.1.2 100%開口率條件下超壓荷載變化規律

圖4給出了初始濃度為1.69%時，100%開口條件下內外部超壓與火焰形態隨時間的變化關系。

圖4 內外部超壓與火焰隨時間的變化關系(100%開口率)Fig.4 Relationship of internal and external △P-t profiles and flame behaviors with a large vent opening(100% vent size)

從圖4中可以得出，大口條件下汽油蒸汽的爆炸過程具有以下的特征：

1)內部超壓隨時間的變化更為復雜，具有多個超壓峰值，并出現壓力荷載振蕩和外部爆炸。

2)外部超壓數值在同一數量級，有2個超壓峰值分別為破膜超壓(PB)和外部爆炸超壓(PEXT)，而且最大超壓峰值由外部爆炸所形成。

與小開口條件類似，大口條件下油氣爆炸初期火焰形態同樣為光滑球狀層流火焰，整個過程為定容爆炸過程(19 ms)。隨著內部壓力的升高，導致爆炸膜破壞并形成破膜超壓PB，大小為31.1 kPa，此時火焰鋒面瞬間加速，并出現明顯的拉伸變形，前鋒面傳播至0.36 m處(0.044 s)。

當爆炸膜破壞后，壓縮的油氣從空間內迅速泄出，在容器外部泄放口附近形成高密度、高油氣濃度的預混區域，當從火焰射流點燃外部油氣云團后，云團內油氣迅速燃燒，引起壓力的急劇上升，發生外部爆炸[16]，外部爆炸與泄流相互耦合形成超壓峰值PFV&EXT，大小為20.1 kPa，此時火焰沿橫向拉伸擴張并形成典型的球狀火焰(0.053 s)，火焰前鋒面運動至0.62 m。當外部油氣被引燃后，一方面引發外部爆炸導致超壓升高，另外同時產生反向的沖擊力，驅動外部的氣體向容器內流動，泄流效應使得容器內壓力降低產生負壓；而反向流動使容器內湍流強度增加，加劇了油氣的燃燒，使得壓力升高形成正壓，最終導致容器內部產生周期性振蕩超壓(0.055～0.075 s)。隨著燃燒的進行，殘余油氣完全反應，火焰逐漸熄滅，壓力恢復至大氣壓強。

另外，從圖4中可以看出，大口條件下外部超壓的控制機制與小口相比有明顯的不同，大口條件下外部壓力主要受兩個因素影響：破膜超壓PB和外部爆炸超壓PEXT，其中，外部爆炸引發的超壓峰值相對較大，但軸向上測點的超壓值要略大于沿水平方向上測點的超壓值(PT2處的外部爆炸超壓峰值為3.2 kPa，PT3處的外部爆炸超壓峰值為2.4 kPa)，從能量釋放角度來看，超壓值大小體現了油氣爆炸能量釋放量；外部某點附近的油氣濃度越大，則油氣爆炸釋放能量越多，該點處的超壓值越大。當爆炸膜破壞時，未燃油氣迅速噴出容器，從而誘導產生沿著軸向的強泄流效應，這就使得未燃油氣沿軸向擴散。當高速運動的油氣噴入相對靜止的外部大氣時，壓力梯度與密度梯度不再平行而是出現了相交，產生斜壓效應，使得流場內出現渦旋，渦旋拉伸效應驅動油氣沿縱向擴散。沿軸向上的強泄流驅動效應要遠大于沿縱向渦旋拉伸效應，因此軸向上油氣含量較多，能量釋放量大，產生更大的超壓值。

2.1.3 不同開口條件下超壓與火焰行為關鍵參數對比

從圖2和圖3可以看出，不同開口條件下汽油蒸汽爆炸過程關鍵參數，如超壓峰值大小、超壓峰值的生成機制、火焰具體形態、火焰最大傳播范圍等，表1給出了初始油氣濃度為1.69%時，3種開口條件下爆炸過程中超壓和火焰行為關鍵參數的對比情況。

表1 關鍵參數對比

注：“—”代表該超壓峰值未出現。

從表1可以看出，不同開口條件下汽油蒸汽爆炸過程中的關鍵參數相差明顯，但最關鍵的就在于小口(25%和50%開口率)和大口(100%開口率)條件下超壓荷載的形成機制具有顯著不同。

從內部超壓峰值來看，在大口條件下，內場出現外部爆炸超壓峰值PFV&EXT，說明外部爆炸與泄流耦合足以影響到內場超壓荷載的變化，而小口條件下僅有1個峰值，未出現外部爆炸峰值。從外部超壓荷載來看，對于小口條件下軸向測點(PT2)的超壓峰值要遠大于徑向測點(PT3)的超壓峰值(在25%和50%開口條件下，PT2和PT3最大超壓峰值的比值分別為21.11和5.85)，而在大口條件下，外部不同方向測點超壓峰值無明顯差異(PT2和PT3的最大超壓比值僅為1.33)。從火焰傳播的最大距離來看，隨著開口的增大，火焰沿軸向傳播的最大距離逐漸減小，當開口率為25%時，最大傳播距離為0.81 m，而當開口率為100%時，最大傳播距離僅為0.62 m。

從25%，50%，100%爆炸超壓參數的對比來看，造成大口爆炸和小口爆炸的內外超壓與火焰傳播距離差異性的根本原因在于外部爆炸的發生。25%和50%開口率條件下爆炸過程為局部射流燃燒的狀態，大量未燃油氣集中在沿開口的軸向上，形成傳播距離較大的高速射流火焰，射流火焰沖擊軸向測點PT2，從而導致PT2出現明顯的壓力峰值PFV；但由于此工況下未發生外部爆炸，故難以導致內場出現第2個峰值PEXT。對于大口條件下的爆炸過程，由于大量油氣沿泄放口同時泄出，在外部產生油氣云團，促進了外部爆炸的發生，從而導致第2個峰值PEXT的出現，而且在軸向和徑向上的外部超壓基本在相同數量級上；另外，由于未燃油氣在外部的分布相對均勻，故外部爆炸發生后形成沿各個方向同時傳播的火球，而不是射流狀火焰，因此火焰的最大傳播距離較小。

2.2 初始點火能及油氣濃度爆炸超壓峰值的影響規律

2.2.1 初始濃度對超壓峰值的影響規律

圖5反映了不同開口條件下爆炸超壓峰值隨濃度的變化關系，從圖中可以看出最大爆炸超壓隨初始油氣濃度呈拋物線形狀，可近似用二次多項式進行擬合，如圖5所示，而且存在1個臨界濃度值1.69%。

圖5 超壓峰值隨濃度的變化關系Fig.5 Relationship between overpressure peaks and concentration

在1.69%初始油氣濃度下，爆炸超壓達到最大值，低于或高于這個濃度值壓力都較小，低于這個臨界濃度值時，爆炸壓力隨初始油氣濃度的增大而增大，高于這個臨界濃度值，爆炸壓力隨初始油氣濃度的增大而減小。這是由于油氣濃度過低，空氣過剩，能量釋放率較低。隨著油氣濃度增加，單位質量混合氣釋放的能量增加，當然壓力增加。但當超過該數值，再增加油氣濃度，此時油氣濃度過剩，形成貧氧反應。增加的能量一部分要傳給過剩的油氣，當然，熱活性也減小。從燃燒化學動力學角度看，如油氣濃度相對提高，而活性物質濃度相對降低，影響了反應速度。用容積燃燒理論的觀點來看，不同氣團中由于油氣濃度的相對提高，使氣團的反應速度下降。

但是，針對大口條件下的外部爆炸超壓峰值而言，當初始濃度為2.12%時，外部爆炸超壓峰值PFV&EXT達到最大，這是由于爆炸前的過程會反應掉一部分油氣，使泄放到外部油氣含量相對不足，因此當初始油氣濃度較高時，參加外部爆炸過程的泄放油氣總量將處于最佳狀態，外部超壓峰值所對應的初始油氣濃度相對較大。

2.2.2 初始點火能對超壓峰值的影響規律

點火能是影響油氣爆炸過程中超壓荷載峰值的重要參數，已有的密閉空間中單分子可燃氣體的爆炸實驗顯示，點火能對超壓荷載的大小有顯著影響，甚至會改變爆炸的演變規律，促使爆轟的發生。因此，本文研究了5種初始點火能工況條件下的內外最大超壓值，圖6給出了初始油氣濃度為1.69%時，不同的初始點火能條件下，100%開口率條件下爆炸過程中內外最大超壓峰值的變化規律。

圖6 點火能對超壓峰值的影響規律Fig.6 Relationship curves of ignition energy and pressure peaks

從圖6可以看出，隨著點火能的升高，爆炸過程中內外最大超壓均增大，而且點火能和超壓峰值的關系近似可以用線性表達式來擬合。當初始點火能從1.5 J增加值13.5 J，內部最大超壓峰值從31.1 kPa增大到37.5 kPa，增加了20.7%；外部最大超壓峰值而言(以PT2為例)，超壓峰值從這是由于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，以便斷裂碳氫分子中的C—C和C—H共價鍵。因此，初始點火能越高，提供的能量越多，C—C和C—H共價鍵斷裂的數目越多，從而產生大量活化基團，使得汽油蒸汽爆炸過程總體在一個較高的水平上反應，減少了點火初期的反應孕育過程，加速了爆炸的進行，從而使油氣爆炸壓力增強。

2.3 點火能和油氣濃度對外部爆炸發生的影響規律

不同開口面積下油氣的爆炸過程具有不同的規律，對于小口條件下的爆炸過程，爆炸膜破壞后其關鍵行為為射流燃燒，外部軸向上超壓較大而徑向上超壓較小；對于大口條件下的爆炸過程，爆炸膜破壞后其關鍵行為為外部爆炸，外部各個位置處超壓值不具有數量級上的差異，其大小也較為接近。

外部爆炸是爆炸過程中所發生的1種嚴重的二次災害，會對較大范圍內的人員和財產造成嚴重毀傷，因此需要針對外部爆炸發生的關鍵條件進行研究。本文對于外部爆炸的判斷條件為：火焰形態為各個方向傳播距離相對一致的火球，外部不同位置測點測得的超壓大小基本一致，且內部出現因外部爆炸所引發的超壓峰值和壓力荷載振蕩[2,12]。

圖7給出了大口(100%開口率)條件下，不同點火能和不同初始濃度時的爆炸發展模式，從圖中可以看出，汽油蒸汽爆炸主要可分為3種模式：無外部爆炸、發生外部爆炸、爆炸膜未破。從圖7可以看出，隨著初始點火能的增高，外部爆炸工況所對應的初始濃度范圍也逐漸擴大。當點火能為1.5 J時，僅有初始油氣濃度為1.35%～2.36%時才發生外部爆炸現象，其余濃度工況下未出現外部爆炸；而當點火能增大至7.5 J時，1.13%～2.36%濃度范圍內均發生了外部爆炸現象，而且隨著初始點火能的增加，發生外部爆炸現象所對應的濃度范圍也相對增加。

圖7 不同初始條件下油氣爆炸發展模式Fig.7 Development mode of venting explosion under different initial conditions

因此可以判斷，當初始開口大小確定后，外部爆炸這種關鍵現象的發生于否，與初始點火能和初始油氣濃度具有密切關系，初始點火能越高，外部爆炸發生時所對應的濃度范圍越大。

當初始點火能和初始油氣濃度均較小時(如1.13%的油氣濃度和1.5 J的初始點火能)，點火后相當一段時間內爆炸處于孕育狀態，火焰傳播速度較慢，而且超壓上升較慢，導致膜片破壞前大量的油氣在受限空間內部燃燒；膜片破壞后，殘余的少量油氣在泄放至受限空間外部后迅速擴散，難以形成濃度和密度較大的外部油氣云團，故低濃度和小點火能條件下均難以發生外部爆炸。隨著初始點火和油氣濃度的升高(如1.69%的初始油氣濃度和4.5 J的初始點火能)，較高的點火能量會使點火后油氣反應迅速且超壓升高較快，在較短的時間內爆炸膜就會破裂，而且由于初始油氣濃度升高，爆炸膜破壞后大量未燃油氣泄放到容器外部，從而形成濃密的油氣云團，當外部油氣云團被引燃后，短時間內迅速燃燒會形成外部爆炸。當初始油氣濃度進一步升高后，由于容器內氧含量不足，導致爆炸強度降低，產生的爆炸壓力不足以破壞弱約束結構，因此當初始油氣濃度過高時，同樣無法發生外部爆炸現象。

3 結論

1)油氣爆炸壓力波與火焰行為相互影響，具有較強的耦合關系，小口條件下的爆炸過程中的關鍵現象為射流燃燒，大口條件下的爆炸過程中的關鍵現象為外部爆炸。

2)小口爆炸內部僅形成1個超壓峰值，大口爆炸會形成多個超壓峰值，并伴隨較強的壓力荷載振蕩。

3)初始油氣濃度和點火能對爆炸過程中的超壓荷載有重要影響，最大超壓峰值所對應的油氣濃度為1.69%，最大外部爆炸超壓峰值和最大火焰傳播距離對應的初始油氣濃度為2.12%。

4)隨著初始點火能的升高，受限空間內外爆炸超壓均升高，二者近似呈線性關系，而且外部爆炸發生時所對應的初始濃度范圍增大。

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