方形空間可燃氣體爆燃泄爆實驗 及三維數(shù)值模擬研究*

郭 強,王明洋,高康華,趙天輝,孫 松

(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.海軍東海工程設計院,上海 200083)

可燃性氣體在工業(yè)和生活中得到了廣泛應用，但由于生產(chǎn)、儲存、輸配、使用等環(huán)節(jié)中設備老化、維護滯后及人為操作等因素，氣體爆炸事故時有發(fā)生，且多發(fā)生在廠房、倉庫及民用住宅等建筑屋室內(nèi)部，造成的后果十分嚴重[1]。泄爆是此類氣體內(nèi)爆炸事故的有效防護措施，在管道、容器等方面研究較多。例如：胡俊等[2-3]進行了大長徑比柱形容器開口泄爆過程的實驗研究，探究了不同開口面積以及不同泄爆壓力對壓力與火焰速度的影響；Alexiou等[4-5]和Kamani等[6]對圓形管道內(nèi)的燃爆泄爆過程進行了相應的實驗研究,研究了不同點火位置及不同泄爆位置對壓力的影響；周燦等[7]、師喜林等[8]對球形容器泄爆過程開展了大量的研究工作。對于大空間泄爆過程，Chao等[9]分別在63.7和2.32 m3空間內(nèi)進行泄爆實驗，分析了不同類型可燃氣體、不同泄壓面積、不同體積以及障礙物等因素對最大壓力的影響。與圓柱形管道或球形容器不同，常見建筑屋室多為容積較大的方形空間，內(nèi)部存在障礙物，爆炸時門、窗等構件可破裂形成泄壓口，其位置及泄壓面積任意，加上氣體類型、濃度、點火位置等影響，泄爆過程十分復雜，研究時應當根據(jù)實際需求，分析其中主要的一種或幾種因素對空間內(nèi)壓力和火焰發(fā)展的影響。當前在此方面的實驗研究不多，如文獻[9-11]僅得到了泄爆口外部火焰?zhèn)鞑ヌ匦院蛪毫μ匦裕瑑?nèi)部火焰?zhèn)鞑ヌ匦噪y以從實驗手段獲取，而空間內(nèi)部火焰?zhèn)鞑ヅc壓力變化的相互作用關系也不容忽視[2]。常用的解析模型未考慮動力學問題，假設整個空間內(nèi)部壓力任何時刻都均勻分布，與實際工況相差較大[12]。現(xiàn)階段CFD研究取得了顯著進展，肖華華[13]、李潤之等[14]借助Fluent軟件研究火焰形狀，得到了與實驗非常相近的結果。數(shù)值模擬研究可以詳細揭示火焰?zhèn)鞑ヌ匦裕兄诶斫庑贡^程。

本文中，通過實驗研究，分析1.21 m3方形空間內(nèi)泄壓面積和氣體體積分數(shù)對泄爆壓力的影響，在此基礎上，針對7%體積分數(shù)乙烯-空氣混合氣體泄爆過程進行數(shù)值模擬，分析泄爆過程中火焰陣面發(fā)展及火焰?zhèn)鞑ニ俣葘π贡^程空間內(nèi)部壓力變化的影響，為方形空間的工程泄爆防護提供參考。

1 實 驗

1.1 實驗裝置與方法

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Schematic of experimental setup

圖1為自制的方形泄爆實驗裝置，由方形腔體、混氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、高速攝像系統(tǒng)、壓力檢測與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。方形腔體一端封閉、一端完全開口，內(nèi)部空間尺寸為2 000 mm×1 100 mm×500 mm，容積為1.21 m3。腔體一側沿軸線每隔300 mm均勻開設6個的進氣孔，安裝進氣管道，中間開設1個抽氣孔。采用氣體分壓原理，參照文獻[15]的方法，混氣時根據(jù)所需配置乙烯體積分數(shù)先抽取部分空氣，然后通過開設多個氣孔的進氣管道充入乙烯氣體至標準大氣壓，進氣過程的局部湍流將加速直管氣孔周邊空間內(nèi)的氣體混合，進氣完成后靜止10 min。點火裝置設置于封閉端，采用直流電源加熱電阻絲的方式點火。壓力傳感器選用PCB113B24，采樣頻率為200 kHz，分別位于腔體頂部與點火端相距600 mm和靠近泄爆口100 mm處，即圖1中的P1和P2處；高速攝像機記錄泄爆過程，拍攝頻度為1 000 s-1。

在腔體開口端安裝兩種泄壓面積不同的泄壓裝置：第1類泄壓裝置為聚乙烯薄膜，尺寸為300 mm×600 mm，面積為0.18 m2；第2類為硅酸鈣板，尺寸為1 200 mm×600 mm，泄壓面積為0.55 m2。實驗時，分別充入體積分數(shù)為3%、4%、5%、6%、7%、8%的乙烯氣體。

1.2 實驗結果

圖2～3分別為不同氣體體積分數(shù)時、兩類泄爆條件下靠近泄爆口處測點的壓力曲線。由圖可見，泄爆壓力曲線均出現(xiàn)兩個峰值。點火后，空間內(nèi)部壓力上升使得泄壓裝置作用，泄放氣體介質(zhì)，產(chǎn)生第1個壓力峰值，泄壓面積不同時，第1個壓力峰值均在10 kPa左右，且隨體積分數(shù)變化不明顯，而空間內(nèi)部升壓速率隨乙烯體積分數(shù)增大而增大。隨后，壓力經(jīng)過了先下降后上升的過程，并形成第2個峰值：在小泄壓面積時，壓力下降幅度隨著氣體體積分數(shù)增大而減小，第2個壓力峰值則隨著氣體體積分數(shù)的逐漸增大而增大，在6%～8%體積分數(shù)時，泄爆壓力第2峰值超過第1峰值，體積分數(shù)為8%時，第2個壓力峰值達到26 kPa；在大泄壓面積時，壓力下降幅度隨著氣體體積分數(shù)變化不大，均下降至-4kPa左右，相比小泄壓面積時低，第2峰值壓力均較小且隨體積分數(shù)變化不明顯。

圖2 0.18 m2泄壓面積時不同體積分數(shù)壓力曲線Fig.2 Overpressure curves for different volume fractions with 0.18 m2 vent area

圖3 0.55 m2泄壓面積時不同體積分數(shù)壓力曲線Fig.3 Overpressure curves for different volume fractions with 0.55 m2 vent area

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模擬方法和初始條件

圖4 計算網(wǎng)格Fig.4 Numerical mesh

對泄壓面積為0.18 m2、體積分數(shù)7%乙烯-空氣混合氣體爆燃泄爆過程進行數(shù)值模擬研究。使用GAMBIT軟件對實驗裝置進行三維建模，為簡化計算，模擬過程中忽略容器中進氣管路的影響，根據(jù)對稱性取二分之一模型并劃分六面體網(wǎng)格，如圖4所示。其中：方形空間為12.5 mm的三維均一結構網(wǎng)格，泄爆口外部流場為大小呈梯度變化的結構網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)為629 760個；壁面邊界條件為絕熱邊界條件，泄爆口初始時設置為壁面邊界類型，假設內(nèi)部壓力到達開啟壓力10 kPa后泄爆口瞬間完全開啟，設置為內(nèi)部邊界類型。

計算選用的CFD軟件為Fluent 17.0，采用壓力基瞬態(tài)求解器，基于RNGk-ε湍流模型和EDC燃燒模型，壓力-速度耦合求解算法采用SIMPLEC算法。質(zhì)量方程、動量方程、組分方程和能量方程的控制方程為：

(1)

(2)

(3)

(4)

RNGk-ε湍流模型的方程為：

(5)

(6)

(7)

采用的化學反應為總包反應，化學反應方程為：C2H4+3O2→2CO2+2H2O。

初始壓力為標準大氣壓，容器中完全靜止，各方向速度分量為零，湍流動能為1 m2/s2，湍流耗散率為1 m2/s2，容器中混合氣體體積分數(shù)分別為乙烯0.07，氧氣0.024，其余均為氮氣，初始溫度為300 K。點火區(qū)域設置于容器一端中心處，點火半徑為5 cm，初始溫度為1 200 K，假設點火時乙烯質(zhì)量分數(shù)的一半發(fā)生反應。壓力監(jiān)測點位于容器內(nèi)靠近泄爆口的上壁面，與實驗中的P2壓力傳感器位置相同。

2.2 數(shù)值模擬結果

圖5為小泄壓面積(0.18 m2)、7%體積分數(shù)時數(shù)值模擬結果與實驗中測得的壓力曲線的對比。

圖5 實驗與數(shù)值模擬的壓力曲線Fig.5 Overpressure curves between experimental and numerical results

由圖可見：在泄爆前密閉空間爆燃階段，兩者壓力曲線較為一致；泄壓口開啟后，計算壓力和實驗壓力均呈現(xiàn)先下降后上升再下降的趨勢，但計算壓力整體小于實驗壓力，且計算壓力的下降速率要大于實驗壓力，而上升速率和第2個壓力峰值小于實驗壓力。主要原因在于，數(shù)值模擬中假設泄爆口瞬時完全開啟，未考慮泄爆口的開啟過程，而在實驗中，泄爆口的開啟雖然短暫但仍需要一定的時間。該時段實驗泄爆效果不如數(shù)值模擬結果。此外，實驗裝置內(nèi)部含有6根進氣管道，盡管阻塞率較小，但在火焰?zhèn)鞑ミ^程中仍會造成火焰速度加快，壓力上升速率增大，在泄壓面積一定時，將產(chǎn)生更大的壓力峰值，數(shù)值模擬中未考慮其影響也是造成計算與實驗壓力誤差的原因之一。上述分析表明，該數(shù)值模擬方法能夠較合理地描述方形空間內(nèi)氣體爆燃泄放過程及其壓力發(fā)展趨勢。

3 結果與分析

3.1 泄爆過程火焰面形態(tài)變化

圖6為方形空間內(nèi)部不同時刻火焰發(fā)展情況。由圖可見：在初始點火時刻到t=40 ms時，火焰呈半球形向外擴展；當t=78 ms時，火焰陣面接近空間上下壁面，火焰形狀呈扁平狀，盡管已燃氣體體積較小，但空間內(nèi)部的壓力已達到泄爆開啟壓力10 kPa，火焰形狀主要由于壁面約束而呈扁平狀并向前方和兩側發(fā)展；當t=100 ms時，火焰陣面接近空間兩側壁面，其后由于四周壁面限制僅向泄壓口方向傳播，火焰陣面前端呈扁球形，此時火焰陣面距泄壓口較遠，氣流泄放對火焰形狀的影響不大；當t=130 ms時，火焰陣面前端接近泄爆口，由泄爆產(chǎn)生的擾動效應使火焰陣面前端開始出現(xiàn)拉伸變形，并逐漸呈水滴形；當t=140 ms，火焰陣面前端變形加大并被拉伸至泄爆口，其后從泄爆口中心位置傳出，在泄爆口外逐漸形成蘑菇狀的火焰前端，這與實驗中觀察到外部火焰形態(tài)基本一致。上述分析表明，本文數(shù)值模擬方法可合理地描述方形空間內(nèi)部氣體爆燃火焰的發(fā)展過程。

3.2 泄爆過程火焰?zhèn)鞑ニ俣忍匦?/h3>

圖7～8分別為方形空間氣體泄爆過程中火焰速度與火焰前鋒位置和爆燃壓力的關系，其中壓力為濾波后的曲線。在密閉爆燃階段(t<78 ms)，氣體燃燒緩慢，火焰速度小于10 m/s且振蕩上升，壓力上升速率也較慢且呈現(xiàn)一定的波動，火焰速度的震蕩可能是火焰陣面受到空間內(nèi)部壓力波作用的影響。隨著火焰陣面的發(fā)展，火焰?zhèn)鞑ニ俣炔粩嘣龃螅攖=78 ms時泄壓口開啟，氣體泄放引起的擾動開始影響火焰前鋒，盡管圖6表明泄爆前后火焰陣面形狀并沒有明顯變化，但計算表明火焰速度在3～4 ms內(nèi)先急劇增大到40 m/s后再突然減小，形成一個峰值，該時段內(nèi)火焰前鋒位置也經(jīng)歷一個先變化較快后減緩的過程(見圖7)，而壓力同樣產(chǎn)生一個較小峰值(見圖8)。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因可能為，泄壓口開啟后空間內(nèi)氣體瞬間泄放使得火焰加速向前傳播，遇到冷的預混氣體后，燃燒反應速率變慢，火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢。隨后，受泄放影響火焰?zhèn)鞑ニ俣扔终袷幧仙瑝毫σ伯a(chǎn)生了較大幅度振蕩；隨著火焰陣面逐漸接近泄壓口，它受到的拉伸作用越加顯著，火焰?zhèn)鞑ニ俣炔粩嘣龃螅鹧骊嚸媲岸耸芾熳冃纬尸F(xiàn)水滴型，在火焰前鋒到達泄壓口時達到最大速度90 m/s，此時空間內(nèi)部壓力也達到第2個峰值；此后，火焰?zhèn)鞒鲂箟嚎冢瑝毫χ饾u回落。

圖6 泄爆過程火焰?zhèn)鞑DFig.6 Image of premixed flame propagation during explosion venting

圖7 火焰陣面前端位置與速度Fig.7 Flames speed and flame front position

圖8 壓力和火焰速度Fig.8 Flames speed and overpressure

由此可見，空間內(nèi)部壓力發(fā)展與火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓芮邢嚓P。火焰?zhèn)鞑ニ俣仍娇欤瘜W反應越劇烈，單位時間產(chǎn)生的已燃氣體體積越大，內(nèi)部壓力上升速率越快，將產(chǎn)生更大的壓力峰值。泄壓口開啟后，氣流泄放對空間內(nèi)部的擾動引發(fā)爆燃火焰速度的加快，隨著火焰前鋒接近泄爆口，泄壓口泄放效應對火焰?zhèn)鞑ビ绊懜@著，導致火焰陣面變形更大，火焰?zhèn)鞑ニ俣纫哺螅蚨a(chǎn)生了兩次升壓過程和的兩個壓力峰值。

4 結 論

通過對方形空間內(nèi)不同體積分數(shù)乙烯-空氣預混氣體在兩種不同泄壓面積下的爆燃泄爆過程壓力和火焰特性的實驗和數(shù)值模擬研究，可以得出以下結論。

(1)在泄爆壓力為10 kPa左右時，大泄壓面積和小泄壓面積條件下壓力曲線均出現(xiàn)雙峰。小泄壓面積時，隨著氣體混合物中乙烯體積分數(shù)增大，升壓速率越快，第2峰值越大，在6%～8%體積分數(shù)時，第2峰值超過第1峰值。而在大泄壓面積時，泄爆后壓力下降幅度較大，第2峰值較小，且第2峰值隨體積分數(shù)增加變化不大。

(2)數(shù)值模擬中，假設泄爆口瞬時完全開啟，未考慮泄爆口開啟過程，與實驗中泄爆口非瞬時開啟的情況相比，泄爆后壓力下降較快且幅度更大，第2超壓峰值小。因此，盡量減小泄爆裝置的開啟時間，對于泄爆后的二次升壓過程有一定的削弱作用。

(3)火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c壓力發(fā)展存在對應關系，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊淖兓菈毫Ξa(chǎn)生波動的主要原因。泄爆口開啟后所引發(fā)的湍流效應將導致空間內(nèi)火焰速度明顯增大，火焰前鋒越接近泄爆口，湍流效應對火焰的影響越顯著，表現(xiàn)為火焰變形增大，火焰陣面前端呈水滴形，傳播速度加快。火焰?zhèn)鞑ニ俾实脑龃髮е聣毫ι仙俾实脑黾樱敾鹧鎮(zhèn)鞑ニ俾试鲋磷畲髸r，產(chǎn)生了第2個壓力峰值。