點火位置對泄爆空間甲烷-空氣爆炸荷載的影響*

王超強，楊石剛，方 秦，鮑 麒

(1.陸軍工程大學爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室，江蘇 南京 210007； 2.91058部隊，海南 三亞 572000)

目前，天然氣在公共和民用建筑中的普及率越來越高。然而，由于設備、管道的老化或使用者操作、應急處理不當，經常造成天然氣泄漏；加之天然氣燃點較低，一旦遇到明火，極易導致火災、爆炸事故，給周圍環境和人員財產安全帶來嚴重威脅。在設備、管道或房屋上安裝泄爆口是一種減小爆炸荷載、降低事故損失的有效方法[1]。決定泄爆空間(如廚房)內天然氣爆炸荷載大小的因素有很多，如天然氣濃度、泄爆閾值、點火位置和壁面粗糙程度等[2]。其中點火位置是一個非常特殊的因素，在實際安全事故中，引起爆炸的點火位置往往是不確定的，研究點火位置對爆炸荷載的影響具有重要意義[3]。

研究表明，點火位置對爆炸超壓和火焰形態都有很大影響。鄭立剛等[3]發現在一端開口的方形管道中，超壓峰值和震蕩幅度均隨點火位置遠離閉口端而增加；曹勇[4]和Solberg等[5]發現在帶有泄爆口的管道內，中心點火時壓力最大且升壓速度最快，尾部點火其次，前端點火最小；Bradely等[6]認為在帶有泄爆口的球形容器中，最危險的點火位置是在容器中心。但是也有學者得到了不同的結論，Kasmani等[7]研究了甲烷-空氣預混氣體在帶有泄爆口的柱形容器中的爆炸超壓，發現相對于中心點火，尾部點火可以造成更嚴重的后果；Harrision等[8]研究表明，尾部點火時爆炸容器外形成的可燃氣云體積最大，且超壓荷載最大，前端點火產生的爆炸超壓荷載最小；Bauwens等[9]研究表明不同點火位置、泄爆面積、障礙物互相影響下，最危險的點火位置是不確定的。以上結果都證實點火位置對爆炸荷載有影響，然而，分析以上研究可知：一方面，目前的研究主要集中在球形、柱形、管道等長徑比大的工業設備上，對建筑物內氣體泄爆的研究比較匱乏；另一方面，由于大體積試驗研究要求較高，目前研究所使用的容器體積一般較小，大體積空間的泄爆試驗比較少見。

本文中，利用自主設計、建立的12 m3泄爆空間可燃氣體爆炸試驗系統，開展甲烷-空氣預混氣體(甲烷的體積分數為9.5%)的爆炸試驗研究，通過改變點火位置，分析當有泄爆口存在時，點火位置對甲烷-空氣預混氣體爆炸超壓和火焰形態的影響，以期為建筑物的安全設計提供思路。

1 試驗系統和方法

1.1 試驗系統

試驗系統由泄爆空間、泄爆裝置、氣體供應裝置、濃度控制裝置、點火裝置和數據采集裝置組成，具體結構如圖1所示。

(1) 泄爆空間

試驗系統的主體為1個內部尺寸2 m×2 m×3 m的鋼筋混凝土爆室，其所能承受的最大爆炸超壓設計值為600 kPa。

(2) 泄爆裝置

在爆室正面中心預留0.8 m×0.8 m的泄爆口(有效泄爆面積為0.64 m2)。通過在其上密封不同泄爆閾值的泄爆板材料實現泄爆。試驗中采用兩種泄爆板材料，即厚為0.015 mm的聚乙烯薄膜和厚為4 mm的浮法玻璃。

(3) 氣體供應裝置

將純度(體積分數)為99.9%的甲烷氣體通過充氣軟管和進氣閥門緩緩充入建筑物模型內部，與空氣混合形成可燃氣體。

(4) 濃度控制裝置

濃度控制裝置包括閘門、防爆風機、風機盒與紅外線氣體濃度分析儀。防爆風機可以對室內甲烷-空氣混合氣體進行循環攪拌，紅外線氣體濃度分析儀可以對室內氣體濃度進行實時監測。

(5) 點火裝置

采用點火能量為100 mJ的點火頭引爆氣體，通過起爆線將點火頭連接至WY2型同步起爆儀，起爆儀的輸出電壓為20 V，電壓脈沖持續時間為2 μs。

(6) 數據采集裝置

數據采集裝置由動態信號測試分析儀、壓力傳感器、計算機和高速攝像機組成。數據采集儀選用DH5927動態信號測試分析儀，采樣頻率為200 kHz。壓阻式壓力傳感器采用昆山雙橋CYG1409型傳感器(量程為-100～300 kPa，精度為0.5%，輸出電壓為0～5 V)。為避免試驗數據受到試驗過程中強光和高溫的干擾，在傳感器頭部安裝防光膜片，在尾部連接水冷循環系統對傳感器進行降溫處理。整個泄爆空間共安裝有6個壓力傳感器，其中1號、2號和3號傳感器分別安裝于前面墻體豎向中線距地面0.2、0.8和2.5 m處房間內側，4號、5號傳感器分別安裝于前面墻體橫向中線距邊線0.65、0.90 m處房間內側，6號傳感器安裝于后面墻體正中部，如圖1所示。高速相機采用日本Photron FASTCAM SA-Z型相機，拍攝速度設定為2 000 s-1，分辨率為1 024×1 024。高速攝像機置于距離爆心15 m處，由WY2同步起爆儀觸發啟動。

1.2 試驗方法

試驗操作流程如圖2所示。首先，在泄爆空間內相應位置安裝點火頭；然后，將泄爆板安裝于泄爆口，并采用薄膜密封風機盒，使整個泄爆空間完全密閉。之后，打開進氣閥門向泄爆空間內充入甲烷氣體，同時啟動風機攪拌混合氣體，并對甲烷濃度進行全程實時監測。當甲烷濃度接近試驗濃度時，關閉進氣閥門，當紅外線氣體濃度分析儀讀數穩定時，若濃度滿足試驗要求，則關閉風機、放下閘門；相反，則重復上述充氣操作，直至濃度達到指定要求。最后，啟動數據采集儀，確認信號清晰可用。風機關閉后等待約30 s，待室內紊亂的氣流平靜后，啟動同步起爆儀引爆氣體，并記錄爆炸超壓、拍攝爆炸火焰。

1.3 試驗工況

試驗中采用不同泄爆閾值的泄爆板材料，即厚為0.015 mm聚乙烯薄膜和厚為4 mm浮法玻璃，其泄爆閾值分別為0.3、7.3 kPa。通過在爆室中心、距離泄爆口中心20 cm處、距離爆室背面中心20 cm處3個不同點火位置處的甲烷-空氣預混氣體爆炸試驗，考察點火位置對爆炸荷載的影響。以下敘述中，為描述方便起見，分別將3種工況稱為中心點火(CI)、前端點火(FI)、尾部點火(RI)。

2 試驗結果與分析

2.1 爆炸壓力峰值探討

圖3給出了不同試驗工況下得到的超壓時程曲線。圖3(a)為泄爆板為厚4 mm的浮法玻璃、中心點火工況下6個壓力傳感器記錄的超壓時程曲線。由圖3(a)可知，6條超壓時程曲線幾乎重合。這是由于試驗泄爆空間的尺寸較小，壓力波傳播至各傳感器的時間差遠小于爆炸超壓的上升時間，因而各傳感器處超壓基本相同。以下分析中，均取6號壓力傳感器記錄的數據進行討論。

對于可燃氣體爆炸試驗，不同試驗條件下的超壓峰值不同。以聚乙烯薄膜為泄爆板、中心點火工況下得到的爆炸壓力時程曲線如圖3(b)所示，可以看出，共出現了4個超壓峰值，與Cooper等[10]得到的典型可燃氣體泄爆超壓時程曲線一致。

結合已有的研究成果，對超壓時程曲線中4個壓力峰值的產生機制進行分析。開始時，室內均勻混合的可燃氣體被點燃，引起壓力上升；當壓力達到泄爆閾值時，泄壓口打開，大量未燃氣體及燃燒產物快速泄放到室外，致使室內壓力下降，因此產生了Δp1。隨著燃燒的繼續，火焰逐步向外擴展，當火焰傳播至泄壓口時，之前泄放到室外的未燃氣體被引爆，因此產生了Δp2。隨著泄放過程的繼續，未燃氣體和燃燒產物間的泄放流速差進一步加大，導致火焰面積增大，引起壓力上升，當火焰傳播至墻壁后，火焰面積減小，造成壓力損失，因此產生了Δp3。泄爆口的打開帶來了氣流的擾動，引起了流體熱力學參數的擾動，并導致熱釋放率的波動；熱釋放率的波動激起了聲壓的振動，而聲波在室內墻壁間多次反射后形成了爆炸波，從而加強了聲波的振動；聲波的振動又再次引起室內流體熱力學參數的改變。這樣，每一個物理現象都依次引發下一個物理現象的產生，形成一個閉合的正反饋循環，最終導致高幅周期振動的劇烈燃燒現象，稱為不穩定燃燒。不穩定燃燒使燃燒率的迅速增長，從而產生超壓峰值Δp4，整個過程如圖4所示。不同點火位置條件下壓力峰值出現的個數也不相同，其中Δp3只有在尾部點火和中心點火工況下、且泄爆板為聚乙烯薄膜時才出現，所以本文中僅就Δp1、Δp2和Δp4進行分析。

2.2 泄爆空間內部超壓

圖5給出了不同點火位置時的超壓時程曲線。由圖5可知，直到泄爆口開啟之前，不同的點火位置超壓上升曲線幾乎重疊，即點火位置對Δp1的升壓速度沒有影響。當采用泄爆閾值較低的聚乙烯薄膜作為泄爆板時，前端點火對應的Δp1的峰值偏小，這是由于前端點火在聚乙烯薄膜附近產生的高溫氣體，使得薄膜開始熔化，加速了聚乙烯薄膜的破裂，薄膜的抗爆能力減弱，泄爆閾值減小，Δp1減小。而當泄爆板采用4 mm厚浮法玻璃時，溫度對玻璃的破碎基本沒有影響，因此，不同點火位置產生的Δp1大小和升壓速度基本一致，如圖5(b)所示。

當采用聚乙烯薄膜作為泄爆板時，尾部點火產生的Δp2最大；前端點火對應的Δp2幾乎觀察不到；而采用厚4 mm的浮法玻璃作為泄爆板時，尾部點火是唯一能夠觀察到Δp2的工況。相比于其他兩種點火方式，尾部點火使更多的可燃氣體被泄放至試驗房間外；而前端點火消耗了泄爆口附近更多的可燃氣體，使更少的氣體被泄放至試驗房間外。因此，Δp2的峰值隨著點火位置遠離泄爆口而增大。前端點火產生的Δp4遠小于另外2種點火位置產生的Δp4。當使用聚乙烯薄膜作為泄爆板時，前端點火幾乎不產生Δp4。此外，相比于其他兩種點火位置，前端點火大大降低了Δp4的升壓速度。

表1給出了不同點火位置下各超壓波峰的峰值，圖6為不同點火位置對不同壓力峰值的影響。由表1和圖6可知：當使用厚4 mm的浮法玻璃作為泄爆板時，前端點火可將Δp4的峰值減小至中心點火時的7.4%；尾部點火可使Δp4的峰值下降到中心點火時的42.1%。當使用聚乙烯薄膜作為泄爆板時也得出了相似的規律。因此，不同點火位置產生的Δp4的超壓峰值的大小順序為：中心點火最大，尾部點火次之，前端點火最小。導致該現象的原因在于：(1) 在近似立方體的泄爆空間內，中心點火時，火焰呈球形發展，產生的燃燒面積最大且燃燒速度最快，在泄爆口打開之后，中心點火殘留在試驗房間內的可燃氣體多于尾部點火和前端點火；(2) 尾部點火使更多的火焰接觸到了試驗墻壁，導致更多的熱量散失，相對來說，中心點火時火焰接觸墻壁較少，熱量損失少；(3) 前端點火時火焰從泄爆口向室內傳播，與向外涌出的氣體燃燒混合物流動方向相反，因此火焰燃燒速度最慢且爆炸超壓最小。

表1 不同點火位置下各超壓峰值Table 1 Overpressure peaks at different ignition positions

然而，在Rocourt等[11]的試驗中，不同點火位置條件下，Δp4超壓峰值在中心點火時最大，尾部點火和前端點火時Δp4超壓峰值相近。這一方面可能是由于該試驗使用的可燃氣體(氫氣-空氣混合氣體)與本文中試驗不同；另一方面可能是由于該試驗的規模較小，泄爆空間體積僅為3.375×10-3m3，從起爆到結束的時間較快，前端點火與尾部點火超壓峰值的差異未能充分體現出來。

當泄爆板從聚乙烯薄膜變為厚4 mm的浮法玻璃時，點火位置對不同超壓峰值的影響也不相同。從圖6可以看出，對于所有點火位置，Δp1隨著泄爆閾值的增大而增大，且增量基本相同；Δp2在前端點火和中心點火時隨泄爆閾值的增大而消失，僅在尾部點火時出現；Δp4在中心點火時隨泄爆閾值的增大而增大，在尾部點火時基本不隨泄爆閾值變化。

2.3 外部火焰的發展

圖7為利用高速攝像機拍攝的泄爆口外部火焰發展過程，可以分為火球和火焰噴射兩個階段。泄爆口打開，內部大量可燃氣體由于室內外壓差快速沖出泄爆口，形成蘑菇狀的可燃氣云，隨著燃燒的繼續，室內火焰擴展至泄爆口，引燃外部可燃氣體，形成球狀火焰；之后，泄爆空間內的殘余未燃氣體繼續涌出泄爆口，使燃燒火焰繼續發展，形成舌狀噴射火焰，此時火焰與聲波相互作用，發生震蕩并增強；最終，隨著可燃氣體的燃燒殆盡，火焰逐漸衰減并消失。

外部火焰的發展隨點火位置的改變也不相同。前端點火產生的火球大小和火焰噴射長度遠小于尾部點火和中心點火。其原因在于：尾部點火和中心點火時，大量的可燃氣體通過泄爆口泄漏到泄爆空間外形成可燃氣云而前端點火，由于泄爆口打開和火焰燃燒至泄爆口時間相差很短，只有少量可燃氣體泄漏到試驗房間之外，所以很難形成大體積可燃氣云。

3 結 論

利用自主設計、建立的泄爆空間可燃氣體爆炸試驗系統，改變點火位置，研究了甲烷-空氣預混氣體在帶有泄爆口的密閉空間中爆炸荷載的特征，得出以下結論：

(1) 點火位置對Δp1的升壓速度基本沒有影響；Δp2的峰值隨著點火位置遠離泄爆口而增大；前端點火大大降低了Δp4的升壓速度，不同點火位置對應的Δp4的峰值的大小順序為：中心點火最大，尾部點火次之，前端點火最小。

(2) 在所有位置，Δp1隨著泄爆閾值的增大而增大，且增量相同；Δp2在前端點火和中心點火時隨泄爆閾值的增大而消失，僅在尾部點火時出現；Δp4只有在中心點火時隨泄爆閾值的增大而增大。

(3) 外部火焰發展過程可以分為火球階段和火焰噴射階段，點火位置對火球大小和火焰噴射長度有重大影響，尾部點火和中心點火時火球大小和火焰噴射長度遠大于前端點火。

參考文獻:

[1] VYAZMINA E, JALLAIS S. Validation and recommendations for FLACS CFD and engineering approaches to model hydrogen vented explosions: effects of concentration, obstruction vent area and ignition position[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2016,41(33):15101-15109.

[2] BAO Q, FANG Q, ZHANG Y, et al. Effects of gas concentration and venting pressure on overpressure transients during vented explosion of methane-air mixtures[J]. Fuel, 2016,175:40-48.

[3] 鄭立剛,呂先舒,鄭凱,等.點火源位置對甲烷-空氣爆燃超壓特征的影響[J].化工學報,2015(7):2749-2756.

ZHENG Ligang, Lü Xianshu, ZHENG Kai, et al. Influence of ignition position on overpressure of premixed methane-air deflagration[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2015(7):2749-2756.

[4] 曹勇.點火位置對氫氣-空氣泄爆特性影響的實驗研究[D].安徽淮南:安徽理工大學,2016.

[5] SOLBERG D M, PAPPAS J A, SKRAMSTAD E. Observations of flame instabilities in large scale vented gas explosions[J]. Symposium on Combustion, 1981,18(1):1607-1614.

[6] BRADLEY D, MITCHESON A. The venting of gaseous explosions in spherical vessels: Ⅰ: theory[J]. Combustion and Flame, 1978,32(78):237-255.

[7] 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.

[8] HARRISON A J, EYRE J A. External explosions as a result of explosion venting[J]. Combustion Science and Technology, 1987,52(1/2/3):91-106.

[9] BAUWENS C R, CHAFFEE J, DOROFEEV S. Effect of ignition location,vent size,and obstacles on vented explosion overpressures in propane-air mixtures[J]. Combustion Science and Technology, 2010,182(11/12):1915-1932.

[10] COOPER M G, FAIRWEATHER M, TITE J P. On the mechanisms of pressure generation in vented explosions[J]. Combustion and Flame, 1986,65(1):1-14.

[11] ROCOURT X, AWAMAT S, SOCHET I, et al. Vented hydrogen-air deflagration in a small enclosed volume[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014,39(35):20462-20466.