李　蒙，杜　扬，李国庆，齐　圣，王世茂，韦世豪

(中国人民解放军陆军勤务学院 供油系，重庆 401331)

0　引言

可燃气体爆炸是工业生产和生活领域爆炸灾害的主要形式之一。为了防止气体爆炸带来重大的经济损失和人员伤亡，人们通过实验和模拟手段进行了深入的研究。已有的研究成果显示，可燃气体所在的容器形状[1-6]、初始浓度[1,3,7-8]、初始温度与压力、障碍物数量[2,11]都会对可燃气体爆炸释放的能量产生影响。

目前，对于全封闭管道内油气爆炸特性的研究较为广泛，杜扬[9]对受限空间内局部油气爆燃超压与火焰传播特性进行了研究，发现传播过程可分为5个阶段，且出现了tulip火焰，得到了最大爆燃超压峰值出现在当量比1.2处等结论；齐圣[10]对于受限空间油气爆燃火焰形态进行了探究，给出了区分3种火焰形态的临界条件。对于半开口管道内气体爆炸特性的研究大多停留在对于内场压力变化的探究，对于外场压力的变化以及火焰行为的研究偏少，并且采用的管道长径比较小，一般不超过5[12-16]，研究成果普适性有限。基于上述原因，本文采用长径比为10的有机玻璃全透明管道，通过改变初始油气浓度，重点探究油气浓度对油气爆炸超压峰值、升压速率、火焰形态和火焰传播速度等的影响规律。

1　实验系统与方法

1.1　实验系统装置

实验系统装置图如图1所示。主实验装置为一段截面为正方形的长直管道(管道长L=1 000 mm，横截面尺寸为100 mm×100 mm，容积V=10 L，管道长径比L/D=10)。管道一端用钢制的盲板密封，为了确保连接的密封良好，在盲板与管道法兰之间使用密封垫圈密封；另一端开口使用聚乙烯薄膜密封，用以确保在管道充气阶段不会有可燃气体外泄。

图1　实验系统示意Fig.1　The experimental system schematic diagram

实验测试系统由压力动态数据采集系统、高速摄影仪、配气系统、碳氢浓度测试系统、点火系统等组成。测试系统使用成都泰斯特公司的DAP 7.10，压力传感器使用宝鸡市智星传感器有限责任公司的ZXP660高频瞬态压力传感器(量程0～200 kPa，精度误差<0.3%)。高速摄影仪使用PHOTRON公司的FASTCAM-ultima 512，拍摄速度的设定为1 000 帧/秒。汽油蒸汽由配气系统产生，并采用碳氢测试仪GXH-1050(使用环境0～40℃，重复性≤±1%，线性误差≤2%F.S，量程为0.01%～100%)检测油蒸汽的体积浓度，使之达到实验所需的初始油气浓度。实验中产生油气的方法如下：在真空泵的作用下，空气在密闭管道和油瓶中循环，产生初始油气混合物，此时阀门1，2，3，5打开，阀门4关闭(阀门编号见图1)；当油气在密闭系统内循环一段时间之后(根据实验所需的初始油气浓度决定时间长短)，再关闭阀门2和3，打开阀门4，让系统内混合气体循环大约3 min，使气体均匀混合。点火系统采用实验室定制的抗干扰点火系统，点火范围为2～20 J；点火头放置于管道盲板中心位置，初始点火能量为6 J。

1.2　实验内容和方法

为充分探究油气浓度对油气泄压的影响，本次实验分别采用2.13%，1.87%，1.73%，1.5%，1.29% 和1.1%等6种不同的浓度进行实验。在对管道内充入油气之前，先使用聚乙烯薄膜将管道开口进行端封堵以避免油气外泄；实验时，为记录起爆过程管道内的压力—时间曲线，将5个压力传感器Pa，Pb，Pc，Pd，Pe均匀的布置在管道上表面，同时使用高速摄影仪记录了油气从起爆到熄灭的整个过程中火焰形态和火焰锋面位置的变化过程。为了保证各个测试系统工作的同步性，实验中采用同步触发控制装置来保证点火系统、高速摄影系统、压力采集系统的同步触发。为了保证管道内可燃气体与空气均匀混合，每次点火前管道内的气体均会静置约30 s。实验预混气体初始温度为实验温度，预混气体的初始压力为当地大气压。为保证数据的准确性，减小偶然误差对实验造成的影响，每组实验都进行了至少3次重复试验。

2　实验结果与讨论

2.1　油气爆炸超压随时间的变化规律

从图2可以明显观察到2个峰值：Pv与Pmax，其中，Pv是因为管道开口处薄膜破裂瞬间产生的，大多数的文献[13]将其定义为“泄压峰值”；Pmax则是由火焰锋面穿过开口处聚集的高压油气团发生爆炸产生的冲击波导致[20]。由此，可以将超压—时间变化曲线划分为4个阶段：

第1阶段，定容爆炸。在开口处薄膜尚未破裂时，管道内为密闭空间，当空间内的油气混合物被点燃后，管道内的温度迅速上升，气体受热膨胀，管道内的压力随之迅速增加。

图2　油气爆炸超压特性曲线Fig.2　The overpressure characteristic curve of gasoline-air vapor explosion

第2阶段，开口泄流。当管道内压力达到泄压峰值时，管口处的薄膜破裂，管道内高度压缩的气体泄出，管道内的压力也随之下降。

第3阶段，外部爆炸。当管道内的压缩气体泄出后，在管口附近形成较高浓度的聚集油气团，火焰锋面穿过油气团时，随即引发剧烈的爆炸，气体受热膨胀，压力急剧上升，产生外部超压。以浓度为1.5%时为例，对压力曲线(图2、图3)以及火焰位置图线(图7)进行对比，可以知道，在火焰离开管道之后，管道内超压达到最大值，对于外部超压曲线来说，其压力在火焰离开管道之前没有较大的变化，在火焰离开管道之后，出现了压力波动并达到超压峰值，由此可以判断，外部气体燃烧爆炸导致了外部的超压。对于这一现象，相关文献[2，22-23]也给出了类似解释。

图3　管道外部超压曲线Fig.3　External overpressure characteristic curve

第4阶段，衰减震荡。爆炸发生后，爆炸生成物与周围的空气进行剧烈的热交换，油气团内部温度下降，压力急剧衰减。管道内部因为压力下降，产生负压形成局部的真空区，将部分未燃烧油气混合物倒吸入管道，与管道内的火焰锋面碰撞时再次发生爆炸，压力再次上升；爆炸后管道内的空气再次被挤出管道，管道内压力下降，随之反复进行这2个过程，压力振荡衰减。

2.2　油气浓度对油气爆炸最大爆炸超压峰值变化规律的影响

2.2.1管道内部超压

图4为不同油气浓度下油气管道内部超压峰值曲线，实验图像可以看出，在不同油气浓度下，长直管道内油气爆炸超压随浓度变化呈现先增加后减小的趋势。

图4　管道内部超压特性曲线Fig.4　Internal overpressure characteristic curve

在浓度为1.73%时，最大爆炸超压峰值取到最大值，大小约为10.416 kPa，对于这一现象，在已发表的文献中有过论述[10,17]，其作用机理为：在油气混合物处于较低浓度时，氧气浓度较为充足，油气混合物含量较少，可以实现充分的反应，此时油气爆炸超压的大小取决于油气混合物初始的浓度；随着油气混合物浓度的增加，反应越来越剧烈，当反应物刚好可以消耗完氧气时，爆炸超压达到最大值，此时油气混合物的浓度被称为化学当量浓度；当浓度继续增大时，氧气含量相对较少，化学反应进行不完全，反应产物中生成大量的CO，CO被O2氧化为CO2，这个过程中大量能量没有释放出来，同时CO2含量的增加抑制了爆炸的强度，所以随着油气混合物浓度继续的增大，油气爆炸超压值持续下降。

2.2.2管道外部超压

由图5可以看出，在不同油气浓度下，长直管道外部压力随着油气浓度的变化呈现一直增大的趋势。这是由于随着油气浓度的增大，薄膜破裂后泄放到外部的油气混合物逐渐增加，在外部发生的爆炸超压液随之增大。由于空气的稀释作用，在此次的实验中，外部的油气混合物浓度并没有达到当量比浓度，所以呈现一直上升的趋势。在浓度为1.73%时，外部超压变化速率陡升，外部爆炸超压发生跃升，说明此时外部油气浓度达到了较为合适的浓度。

图5　管道外部超压特性曲线Fig.5　 External overpressure characteristic curve

2.2.3油气浓度对平均升压速率的影响

定义平均升压速度=最大爆炸超压峰值/达到最大爆炸超压峰值所用的时间。升压速度的大小直观的反映了爆炸发生时能量释放速度的快慢，升压速度越大，能量释放速度越快。由图6曲线可以看出，初始浓度为1.29%时，升压速度较小，随着浓度的增加，升压速度加快，并在浓度为1.73%时达到最大，约为333.45 kPa/s，当浓度继续增加时，升压速率随之下降。同时可以从曲线看出，升压速率增加的变化率随着浓度的增加而减小，其减小的变化率也随着浓度的增加而减小。

图6　不同浓度下升压速率曲线Fig.6　The curve of rate of pressure rise under different concentrations

2.3　油气浓度对火焰行为的影响

2.3.1油气浓度对火焰锋面位置的影响

图7显示的是在5种不同油气浓度(YCH)工况下火焰锋面位置随时间的变化关系。火焰锋面的具体位置是通过测量管道底部与火焰锋面之间在管道轴线方向上的最大距离来获得[13]。从图中可以看出，浓度的变化对于火焰锋面位置的变化有着较为显著地影响。当浓度较小时(以YCH等于1.29%为例)，火焰锋面位置变化速度较慢，达到同一位置所需要花费的时间最多，当浓度上升时(以YCH等于1.5%为例)，火焰锋面位置变化速度有所提升。较为巧合的是，当浓度达到1.73%和1.87%时，二者的火焰锋面移动速度十分相似，这说明在这个浓度范围内，参与反应的反应物当量比较为合适，化学反应速度达到了最大。当浓度继续增大时，火焰锋面位置变化速度下降。同时可以从图中观察，火焰锋面达到出口位置时，各工况在浓度由小到大的顺序下分别花费了54，42，34，34和50 ms，达到最大火焰锋面位置所花时间分别是57，50，42，44，53 ms左右。可见浓度的变化对火焰锋面位置的传播速度有着较大的影响，在当量浓度比下，火焰锋面位置的传播速度最大，并且在当量浓度比下火焰锋面传播的最大距离也更远。

图7　5种不同浓度工况下火焰锋面位置曲线Fig.7　The flame front position under five different concentrations

2.3.2火焰形态随时间变化规律

图8为高速摄影仪记录下的在2种不同浓度下管道内油气爆炸火焰传播形态随时间变化的图像。根据火焰锋面位置曲线，选取2种位置曲线较为一致的工况进行火焰形态的分析。从图8中可见，管道内火焰的瞬变行为可以分为以下4个阶段：

图8　油气浓度为1.73%(结构2)和1.87%(结构1)时火焰传播形态Fig.8　The flame propagation form with gasoline-air concentration of 1.73%(configuration 1) and 1.87%(configuration 2)

第1阶段，0时刻至30 ms，层流拉伸阶段。当管道内气体被点爆时，点火端发出明亮的火焰，以点火端为中心，火焰阵面呈现规则的球面形状向四周扩散，当火焰阵面分别到达右壁面、上下壁面后，火焰被挤压发生变形，以椭圆形形状向开口处运动，火焰阵面球面曲率逐渐减小，火焰阵面逐渐转变为“指尖型”。同时可以明显的看出，燃烧的火焰区域有着明显的分区现象，火焰前沿有一个近球形的黄色火焰燃烧区域，火焰外围为蓝色火焰锋面区域，这种分区现象是因为在蓝色火焰锋面区域，油气混合物与空气接触发生了完全的燃烧；而在黄色火焰燃烧区域，由于高温的诱导，同时因为部分燃烧不完全,产生了一定量的碳粒子，故而发出了明亮的黄色。

第2阶段，>30～40 ms，破坏变形阶段。随着管道内压力的震荡增加，管道端口处薄膜破裂，在压力波的驱动下管道破口处产生强烈的泄流现象，破口处的扰动增强了管道内的湍流度。根据Rayleigh-Taylor不稳定可以知道，当低密度的燃烧油气产物向高密度未燃油气反应物加速时，其过程是不稳定的，其表现为火焰阵面的扭曲与变形。同时，火焰阵面前方的未燃气体受热膨胀，使得火焰阵面处的密度场发生较为复杂的变化。未燃烧区域产生较小的涡流，火焰阵面进一步发生拉伸变形，这被称为亥姆霍兹不稳定性。可以从图中看到破口处火焰阵面与管道内层流拉伸时形态的不同，此时火焰阵面呈现毛刷状湍流火焰的形态。

第3阶段，>40～45 ms，管道外爆炸阶段。在压力波与火焰的驱动下，大量高速运动的未燃油气从破口处泄出，发生迅速的膨胀与形变，管道外部流场发生深刻复杂的变化。火焰发生反转、拉伸与分层的现象，形成类似蘑菇云的形状。在图8(a)中时间为45 ms时，可以看到火焰上层为蓝色的火焰、下层为橙黄色火焰。这是因为，在上层火焰中，反应物为以甲烷为主的低碳原子数分子，其反应呈现淡蓝色火焰；在下层火焰中，反应物为高碳原子数分子，其反应呈现的是亮黄色的颜色。

第4阶段，45 ms之后为回流燃烧阶段。当管道外部油气爆炸反应结束后，管道内部氧气被消耗殆尽，剩余大量低密度油气产物，在气压作用下，外部空气及未燃烧完的油气一同倒吸入管道内，此时的燃烧为不完全燃烧，火焰呈现橙红色的外观。

2.3.3油气浓度对油气爆炸火焰传播速度的影响

火焰传播速度是描述油气爆炸程度的重要参数，图9反应的是在不同油气浓度下，火焰传播速度随时间的变化曲线。

图9　不同浓度下火焰的传播速度Fig.9　The flame propagation speed under different concentrations

定义火焰传播速度为：

式中：xn与xn-1分别代表第n时刻与第n-1时刻火焰锋面的位置；△t代表这2个时刻的时间间隔；因为时间间隔非常短，所以v近似看做中间时刻的瞬时速度。

从图9可以看出，在所有浓度下，火焰传播速度都是呈现先增大，后减小的趋势。不同浓度下最大火焰传播速度不同，其中，浓度为1.73%时最大火焰传播速度最大，达到了102.93 m/s；随着浓度的增加，火焰传播速度的加速度先增大，后减小，浓度为1.73%和1.87%时，火焰传播速度上升最快。同时，还可以从图中看出，在火焰传播速度达到峰值前，上升较为平稳，接近于线性。这是因为火焰在管道内传播时，为层流拉伸状态，火焰保持匀速传播；而在管道外空间爆炸后，能量迅速释放，火焰的传播速度随即迅速下降。

3　结论

1)半开口管道内油气爆炸可以分为以下4个阶段：定容爆炸阶段、开口泄流阶段、外部爆炸阶段和衰减震荡阶段。管道油气爆炸超压峰值呈现随浓度增加先增大后减小的趋势。升压速率随着浓度的增加也呈现先增大后减小的趋势。在当量浓度比下的油气爆炸升压速率最快，同时超压峰值也最大。

2)初始油气浓度对火焰锋面传播速度有着显著影响。在当量浓度比下，火焰锋面位置的传播速度最大，并且在当量浓度比下火焰锋面传播的最大距离也更远。

3)管道内的火焰瞬变行为可以分为4个阶段：层流拉伸阶段、破坏变形阶段、管道外爆炸阶段以及回流燃烧阶段。火焰最初以球形随后以“指尖型”形态在管道内传播，经过管道端面破口处的扰动后，火焰呈现毛刷状湍流火焰的形态。火焰受湍流扰动以及Rayleigh-Taylor不稳定等的影响，在管道外翻转拉伸形成蘑菇云。

4)初始油气浓度对火焰传播形态以及传播速度有明显的影响。对火焰传播形态的影响主要体现在破坏变形以及管道外爆炸阶段，随着浓度增加，爆炸半径先增大后减小，火焰传播速度呈现相同的变化规律。

[1]Tomlin G, Johnson D M, Cronin P, et al. The effect of vent size and congestion in large-scale vented natural gas/air explosions[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 35: 169-181.

[2]Fakandu B M, Andrews G E, Phylaktou H N. Vent burst pressure effects on vented gas explosion reduced pressure[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 36: 429-438.

[3]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.

[4]Ambrosi G, Bosco L, Camosso M E. Experimental and numerical study of methane-air deflagrations in a vented enclosure[J]. Fire Safety Science, 2008, 9(2):1043-1054.

[5]Keenan J J, Makarov D V, Molkov V V. Rayleigh-Taylor instability: modelling and effect on coherent deflagrations[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014, 39(35):20467-20473.

[6]QUILLATRE P, VERMOREL O, POINSOT T, et al. Large eddy simulation of vented deflagration[J].Industrial & Engineering Chemistry Research, 2013,52(33):11414-11423.

[7]Guo J, Sun X, Rui S, et al. Effect of ignition position on vented hydrogen-air explosions[J]. Explosion & Shock Waves, 2016, 40(45):15780-15788.

[8]Guo J, Wang C, Liu X. Experimental study on duct-vented explosion of hydrogen-air mixtures in a wide range of equivalence ratio[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2016, 55(35): 9518-9523.

[9]杜扬, 李阳超, 齐圣,等. 受限空间内局部油气爆燃超压与火焰传播特性[J]. 后勤工程学院学报, 2016, 32(5):33-38.

DU Yang, LI Yangchao, QI Sheng, et al. Characteristics of partial gasoline-air mixture deflagration’s overpressure and flame propagation in confined space[J]. Journal of Logistical Engineering University, 2016, 32(5):33-38.

[10]齐圣，杜扬，梁建军，等.受限空间油气爆燃火焰形态[J]. 爆炸与冲击, 2016,36(6): 832-838.

QI Sheng, DU Yang, LIANG Jianjun, et al. Flame patterns of gasoline-air mixture deflagration in a confined space[J]. Explosion and Shock Waves, 2016, 36(6): 832-838.

[11]杜扬, 李国庆, 王世茂, 等. 障碍物数量对油气泄压爆炸特性的影响[J]. 化工学报, 2017, 68(7): 2946-2955.

DU Yang, LI Guoqing, WANG Shimao, et al. Effects of obstacle number on characteristics of vented gasoline-air mixture explosions[J]. CIESC Journal, 2017, 68(7): 2946-2955.

[12]Wen X, Yu M, Liu Z, et al. Large eddy simulation of methane-air deflagration in an obstructed chamber using different combustion models[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2012, 25(4):730-738.

[13]Wen X, Yu M, Ji W, et al. Methane-air explosion characteristics with different obstacle configurations[J]. International Journal of Mining Science and Technology, 2015, 25(2):213-218.

[14]PARK D J,LEE Y S,GREEN A R.Experiments on the effects of multiple obstacles in vented explosion chambers[J]. Journal of Hazardous Materials,2008,153(1-2):340-350.

[15]Park D J, Lee Y S, Green A R. Prediction for vented explosions in chambers with multiple obstacles[J]. Journal of Hazardous Materials, 2008, 155(1-2):183-192.

[16]Di S V, Di B A, Russo G. Sub-grid scale combustion models for large eddy simulation of unsteady premixed flame propagation around obstacles[J]. Journal of Hazardous Materials, 2010, 180(1-3):71-78.

[17]王世茂, 杜扬, 李国庆, 等. 局部开口受限空间油气爆燃的超压瞬变与火焰行为[J]. 化工学报, 2017, 68(8): 3310-3318.

WANG Shimao, DU Yang, LI Gguoqing, et al. Overpressure transients and flame behaviors of gasoline-air mixture deflagration in confined space with local opening[J]. CIESC Journal, 2017, 68(8): 3310-3318.

[18]杜扬，王世茂，齐圣,等. 油气在顶部含弱约束结构受限空间内的爆炸特性[J]. 爆炸与冲击, 2017, 37(1): 53-60.

DU Yang, WANG Shimao, QI Sheng, et al. Explosion of gasoline/air mixture in confined space with weakly constrained structure at the top[J]. Explosion and Shock Waves, 2017, 37(1): 53-60.

[19]Pedersen H H, Tomlin G, Middha P, et al. Modelling large-scale vented gas explosions in a twin-compartment enclosure[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2013, 26(6):1604-1615.

[20]温小萍, 武建军, 解茂昭.瓦斯爆炸火焰结构与压力波的耦合规律[J]. 化工学报, 2013,64(10):3871-3877.

WEN Xiaoping, WU Jianjun, XIE Maozhao. Coupled relationship between flame structure and pressure wave of gas explosion[J].CIESC Journal, 2013, 64(10):3871-3877.

[21]Hisken H, Enstad G A, Middha P, et al. Investigation of concentration effects on the flame acceleration in vented channels[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 36(1):447-459.

[22]Fakandu B M, Mbam C J, Andrews G E, et al. Gas explosion venting: External explosion turbulent flame speeds that control the overpressure[J].Chemical Engineering Transactions, 2016(53):1-6.

[23]Chao J, Bauwens C R, Dorofeev S B. An analysis of peak overpressures in vented gaseous explosions[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2011, 33(2):2367-2374.