王超強(qiáng)，楊石剛，方 秦，鮑 麒

(1.陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210007； 2.91058部隊(duì)，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(shè)備、管道的老化或使用者操作、應(yīng)急處理不當(dāng)，經(jīng)常造成天然氣泄漏；加之天然氣燃點(diǎn)較低，一旦遇到明火，極易導(dǎo)致火災(zāi)、爆炸事故，給周圍環(huán)境和人員財(cái)產(chǎn)安全帶來嚴(yán)重威脅。在設(shè)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(nèi)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(diǎn)火位置和壁面粗糙程度等[2]。其中點(diǎn)火位置是一個(gè)非常特殊的因素，在實(shí)際安全事故中，引起爆炸的點(diǎn)火位置往往是不確定的，研究點(diǎn)火位置對(duì)爆炸荷載的影響具有重要意義[3]。

研究表明，點(diǎn)火位置對(duì)爆炸超壓和火焰形態(tài)都有很大影響。鄭立剛等[3]發(fā)現(xiàn)在一端開口的方形管道中，超壓峰值和震蕩幅度均隨點(diǎn)火位置遠(yuǎn)離閉口端而增加；曹勇[4]和Solberg等[5]發(fā)現(xiàn)在帶有泄爆口的管道內(nèi)，中心點(diǎn)火時(shí)壓力最大且升壓速度最快，尾部點(diǎn)火其次，前端點(diǎn)火最小；Bradely等[6]認(rèn)為在帶有泄爆口的球形容器中，最危險(xiǎn)的點(diǎn)火位置是在容器中心。但是也有學(xué)者得到了不同的結(jié)論，Kasmani等[7]研究了甲烷-空氣預(yù)混氣體在帶有泄爆口的柱形容器中的爆炸超壓，發(fā)現(xiàn)相對(duì)于中心點(diǎn)火，尾部點(diǎn)火可以造成更嚴(yán)重的后果；Harrision等[8]研究表明，尾部點(diǎn)火時(shí)爆炸容器外形成的可燃?xì)庠企w積最大，且超壓荷載最大，前端點(diǎn)火產(chǎn)生的爆炸超壓荷載最?。籅auwens等[9]研究表明不同點(diǎn)火位置、泄爆面積、障礙物互相影響下，最危險(xiǎn)的點(diǎn)火位置是不確定的。以上結(jié)果都證實(shí)點(diǎn)火位置對(duì)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(zhǎng)徑比大的工業(yè)設(shè)備上，對(duì)建筑物內(nèi)氣體泄爆的研究比較匱乏；另一方面，由于大體積試驗(yàn)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(yàn)比較少見。

本文中，利用自主設(shè)計(jì)、建立的12 m3泄爆空間可燃?xì)怏w爆炸試驗(yàn)系統(tǒng)，開展甲烷-空氣預(yù)混氣體(甲烷的體積分?jǐn)?shù)為9.5%)的爆炸試驗(yàn)研究，通過改變點(diǎn)火位置，分析當(dāng)有泄爆口存在時(shí)，點(diǎn)火位置對(duì)甲烷-空氣預(yù)混氣體爆炸超壓和火焰形態(tài)的影響，以期為建筑物的安全設(shè)計(jì)提供思路。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)和方法

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)系統(tǒng)由泄爆空間、泄爆裝置、氣體供應(yīng)裝置、濃度控制裝置、點(diǎn)火裝置和數(shù)據(jù)采集裝置組成，具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

(1) 泄爆空間

試驗(yàn)系統(tǒng)的主體為1個(gè)內(nèi)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(shè)計(jì)值為600 kPa。

(2) 泄爆裝置

在爆室正面中心預(yù)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(shí)現(xiàn)泄爆。試驗(yàn)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(yīng)裝置

將純度(體積分?jǐn)?shù))為99.9%的甲烷氣體通過充氣軟管和進(jìn)氣閥門緩緩充入建筑物模型內(nèi)部，與空氣混合形成可燃?xì)怏w。

(4) 濃度控制裝置

濃度控制裝置包括閘門、防爆風(fēng)機(jī)、風(fēng)機(jī)盒與紅外線氣體濃度分析儀。防爆風(fēng)機(jī)可以對(duì)室內(nèi)甲烷-空氣混合氣體進(jìn)行循環(huán)攪拌，紅外線氣體濃度分析儀可以對(duì)室內(nèi)氣體濃度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。

(5) 點(diǎn)火裝置

采用點(diǎn)火能量為100 mJ的點(diǎn)火頭引爆氣體，通過起爆線將點(diǎn)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(xù)時(shí)間為2 μs。

(6) 數(shù)據(jù)采集裝置

數(shù)據(jù)采集裝置由動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析儀、壓力傳感器、計(jì)算機(jī)和高速攝像機(jī)組成。數(shù)據(jù)采集儀選用DH5927動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)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(yàn)數(shù)據(jù)受到試驗(yàn)過程中強(qiáng)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(huán)系統(tǒng)對(duì)傳感器進(jìn)行降溫處理。整個(gè)泄爆空間共安裝有6個(gè)壓力傳感器，其中1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)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(nèi)側(cè)，4號(hào)、5號(hào)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(nèi)側(cè)，6號(hào)傳感器安裝于后面墻體正中部，如圖1所示。高速相機(jī)采用日本Photron FASTCAM SA-Z型相機(jī)，拍攝速度設(shè)定為2 000 s-1，分辨率為1 024×1 024。高速攝像機(jī)置于距離爆心15 m處，由WY2同步起爆儀觸發(fā)啟動(dòng)。

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)操作流程如圖2所示。首先，在泄爆空間內(nèi)相應(yīng)位置安裝點(diǎn)火頭；然后，將泄爆板安裝于泄爆口，并采用薄膜密封風(fēng)機(jī)盒，使整個(gè)泄爆空間完全密閉。之后，打開進(jìn)氣閥門向泄爆空間內(nèi)充入甲烷氣體，同時(shí)啟動(dòng)風(fēng)機(jī)攪拌混合氣體，并對(duì)甲烷濃度進(jìn)行全程實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。當(dāng)甲烷濃度接近試驗(yàn)濃度時(shí)，關(guān)閉進(jìn)氣閥門，當(dāng)紅外線氣體濃度分析儀讀數(shù)穩(wěn)定時(shí)，若濃度滿足試驗(yàn)要求，則關(guān)閉風(fēng)機(jī)、放下閘門；相反，則重復(fù)上述充氣操作，直至濃度達(dá)到指定要求。最后，啟動(dòng)數(shù)據(jù)采集儀，確認(rèn)信號(hào)清晰可用。風(fēng)機(jī)關(guān)閉后等待約30 s，待室內(nèi)紊亂的氣流平靜后，啟動(dòng)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(yàn)工況

試驗(yàn)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(gè)不同點(diǎn)火位置處的甲烷-空氣預(yù)混氣體爆炸試驗(yàn)，考察點(diǎn)火位置對(duì)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(diǎn)火(CI)、前端點(diǎn)火(FI)、尾部點(diǎn)火(RI)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 爆炸壓力峰值探討

圖3給出了不同試驗(yàn)工況下得到的超壓時(shí)程曲線。圖3(a)為泄爆板為厚4 mm的浮法玻璃、中心點(diǎn)火工況下6個(gè)壓力傳感器記錄的超壓時(shí)程曲線。由圖3(a)可知，6條超壓時(shí)程曲線幾乎重合。這是由于試驗(yàn)泄爆空間的尺寸較小，壓力波傳播至各傳感器的時(shí)間差遠(yuǎn)小于爆炸超壓的上升時(shí)間，因而各傳感器處超壓基本相同。以下分析中，均取6號(hào)壓力傳感器記錄的數(shù)據(jù)進(jìn)行討論。

對(duì)于可燃?xì)怏w爆炸試驗(yàn)，不同試驗(yàn)條件下的超壓峰值不同。以聚乙烯薄膜為泄爆板、中心點(diǎn)火工況下得到的爆炸壓力時(shí)程曲線如圖3(b)所示，可以看出，共出現(xiàn)了4個(gè)超壓峰值，與Cooper等[10]得到的典型可燃?xì)怏w泄爆超壓時(shí)程曲線一致。

結(jié)合已有的研究成果，對(duì)超壓時(shí)程曲線中4個(gè)壓力峰值的產(chǎn)生機(jī)制進(jìn)行分析。開始時(shí)，室內(nèi)均勻混合的可燃?xì)怏w被點(diǎn)燃，引起壓力上升；當(dāng)壓力達(dá)到泄爆閾值時(shí)，泄壓口打開，大量未燃?xì)怏w及燃燒產(chǎn)物快速泄放到室外，致使室內(nèi)壓力下降，因此產(chǎn)生了Δp1。隨著燃燒的繼續(xù)，火焰逐步向外擴(kuò)展，當(dāng)火焰?zhèn)鞑ブ列箟嚎跁r(shí)，之前泄放到室外的未燃?xì)怏w被引爆，因此產(chǎn)生了Δp2。隨著泄放過程的繼續(xù)，未燃?xì)怏w和燃燒產(chǎn)物間的泄放流速差進(jìn)一步加大，導(dǎo)致火焰面積增大，引起壓力上升，當(dāng)火焰?zhèn)鞑ブ翂Ρ诤?，火焰面積減小，造成壓力損失，因此產(chǎn)生了Δp3。泄爆口的打開帶來了氣流的擾動(dòng)，引起了流體熱力學(xué)參數(shù)的擾動(dòng)，并導(dǎo)致熱釋放率的波動(dòng)；熱釋放率的波動(dòng)激起了聲壓的振動(dòng)，而聲波在室內(nèi)墻壁間多次反射后形成了爆炸波，從而加強(qiáng)了聲波的振動(dòng)；聲波的振動(dòng)又再次引起室內(nèi)流體熱力學(xué)參數(shù)的改變。這樣，每一個(gè)物理現(xiàn)象都依次引發(fā)下一個(gè)物理現(xiàn)象的產(chǎn)生，形成一個(gè)閉合的正反饋循環(huán)，最終導(dǎo)致高幅周期振動(dòng)的劇烈燃燒現(xiàn)象，稱為不穩(wěn)定燃燒。不穩(wěn)定燃燒使燃燒率的迅速增長(zhǎng)，從而產(chǎn)生超壓峰值Δp4，整個(gè)過程如圖4所示。不同點(diǎn)火位置條件下壓力峰值出現(xiàn)的個(gè)數(shù)也不相同，其中Δp3只有在尾部點(diǎn)火和中心點(diǎn)火工況下、且泄爆板為聚乙烯薄膜時(shí)才出現(xiàn)，所以本文中僅就Δp1、Δp2和Δp4進(jìn)行分析。

2.2 泄爆空間內(nèi)部超壓

圖5給出了不同點(diǎn)火位置時(shí)的超壓時(shí)程曲線。由圖5可知，直到泄爆口開啟之前，不同的點(diǎn)火位置超壓上升曲線幾乎重疊，即點(diǎn)火位置對(duì)Δp1的升壓速度沒有影響。當(dāng)采用泄爆閾值較低的聚乙烯薄膜作為泄爆板時(shí)，前端點(diǎn)火對(duì)應(yīng)的Δp1的峰值偏小，這是由于前端點(diǎn)火在聚乙烯薄膜附近產(chǎn)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(dāng)泄爆板采用4 mm厚浮法玻璃時(shí)，溫度對(duì)玻璃的破碎基本沒有影響，因此，不同點(diǎn)火位置產(chǎn)生的Δp1大小和升壓速度基本一致，如圖5(b)所示。

當(dāng)采用聚乙烯薄膜作為泄爆板時(shí)，尾部點(diǎn)火產(chǎn)生的Δp2最大；前端點(diǎn)火對(duì)應(yīng)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(shí)，尾部點(diǎn)火是唯一能夠觀察到Δp2的工況。相比于其他兩種點(diǎn)火方式，尾部點(diǎn)火使更多的可燃?xì)怏w被泄放至試驗(yàn)房間外；而前端點(diǎn)火消耗了泄爆口附近更多的可燃?xì)怏w，使更少的氣體被泄放至試驗(yàn)房間外。因此，Δp2的峰值隨著點(diǎn)火位置遠(yuǎn)離泄爆口而增大。前端點(diǎn)火產(chǎn)生的Δp4遠(yuǎn)小于另外2種點(diǎn)火位置產(chǎn)生的Δp4。當(dāng)使用聚乙烯薄膜作為泄爆板時(shí)，前端點(diǎn)火幾乎不產(chǎn)生Δp4。此外，相比于其他兩種點(diǎn)火位置，前端點(diǎn)火大大降低了Δp4的升壓速度。

表1給出了不同點(diǎn)火位置下各超壓波峰的峰值，圖6為不同點(diǎn)火位置對(duì)不同壓力峰值的影響。由表1和圖6可知：當(dāng)使用厚4 mm的浮法玻璃作為泄爆板時(shí)，前端點(diǎn)火可將Δp4的峰值減小至中心點(diǎn)火時(shí)的7.4%；尾部點(diǎn)火可使Δp4的峰值下降到中心點(diǎn)火時(shí)的42.1%。當(dāng)使用聚乙烯薄膜作為泄爆板時(shí)也得出了相似的規(guī)律。因此，不同點(diǎn)火位置產(chǎn)生的Δp4的超壓峰值的大小順序?yàn)椋褐行狞c(diǎn)火最大，尾部點(diǎn)火次之，前端點(diǎn)火最小。導(dǎo)致該現(xiàn)象的原因在于：(1) 在近似立方體的泄爆空間內(nèi)，中心點(diǎn)火時(shí)，火焰呈球形發(fā)展，產(chǎn)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(diǎn)火殘留在試驗(yàn)房間內(nèi)的可燃?xì)怏w多于尾部點(diǎn)火和前端點(diǎn)火；(2) 尾部點(diǎn)火使更多的火焰接觸到了試驗(yàn)墻壁，導(dǎo)致更多的熱量散失，相對(duì)來說，中心點(diǎn)火時(shí)火焰接觸墻壁較少，熱量損失少；(3) 前端點(diǎn)火時(shí)火焰從泄爆口向室內(nèi)傳播，與向外涌出的氣體燃燒混合物流動(dòng)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(diǎn)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(yàn)中，不同點(diǎn)火位置條件下，Δp4超壓峰值在中心點(diǎn)火時(shí)最大，尾部點(diǎn)火和前端點(diǎn)火時(shí)Δp4超壓峰值相近。這一方面可能是由于該試驗(yàn)使用的可燃?xì)怏w(氫氣-空氣混合氣體)與本文中試驗(yàn)不同；另一方面可能是由于該試驗(yàn)的規(guī)模較小，泄爆空間體積僅為3.375×10-3m3，從起爆到結(jié)束的時(shí)間較快，前端點(diǎn)火與尾部點(diǎn)火超壓峰值的差異未能充分體現(xiàn)出來。

當(dāng)泄爆板從聚乙烯薄膜變?yōu)楹? mm的浮法玻璃時(shí)，點(diǎn)火位置對(duì)不同超壓峰值的影響也不相同。從圖6可以看出，對(duì)于所有點(diǎn)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(diǎn)火和中心點(diǎn)火時(shí)隨泄爆閾值的增大而消失，僅在尾部點(diǎn)火時(shí)出現(xiàn)；Δp4在中心點(diǎn)火時(shí)隨泄爆閾值的增大而增大，在尾部點(diǎn)火時(shí)基本不隨泄爆閾值變化。

2.3 外部火焰的發(fā)展

圖7為利用高速攝像機(jī)拍攝的泄爆口外部火焰發(fā)展過程，可以分為火球和火焰噴射兩個(gè)階段。泄爆口打開，內(nèi)部大量可燃?xì)怏w由于室內(nèi)外壓差快速?zèng)_出泄爆口，形成蘑菇狀的可燃?xì)庠?，隨著燃燒的繼續(xù)，室內(nèi)火焰擴(kuò)展至泄爆口，引燃外部可燃?xì)怏w，形成球狀火焰；之后，泄爆空間內(nèi)的殘余未燃?xì)怏w繼續(xù)涌出泄爆口，使燃燒火焰繼續(xù)發(fā)展，形成舌狀噴射火焰，此時(shí)火焰與聲波相互作用，發(fā)生震蕩并增強(qiáng)；最終，隨著可燃?xì)怏w的燃燒殆盡，火焰逐漸衰減并消失。

外部火焰的發(fā)展隨點(diǎn)火位置的改變也不相同。前端點(diǎn)火產(chǎn)生的火球大小和火焰噴射長(zhǎng)度遠(yuǎn)小于尾部點(diǎn)火和中心點(diǎn)火。其原因在于：尾部點(diǎn)火和中心點(diǎn)火時(shí)，大量的可燃?xì)怏w通過泄爆口泄漏到泄爆空間外形成可燃?xì)庠贫岸它c(diǎn)火，由于泄爆口打開和火焰燃燒至泄爆口時(shí)間相差很短，只有少量可燃?xì)怏w泄漏到試驗(yàn)房間之外，所以很難形成大體積可燃?xì)庠啤?/p>

3 結(jié) 論

利用自主設(shè)計(jì)、建立的泄爆空間可燃?xì)怏w爆炸試驗(yàn)系統(tǒng)，改變點(diǎn)火位置，研究了甲烷-空氣預(yù)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(jié)論：

(1) 點(diǎn)火位置對(duì)Δp1的升壓速度基本沒有影響；Δp2的峰值隨著點(diǎn)火位置遠(yuǎn)離泄爆口而增大；前端點(diǎn)火大大降低了Δp4的升壓速度，不同點(diǎn)火位置對(duì)應(yīng)的Δp4的峰值的大小順序?yàn)椋褐行狞c(diǎn)火最大，尾部點(diǎn)火次之，前端點(diǎn)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(diǎn)火和中心點(diǎn)火時(shí)隨泄爆閾值的增大而消失，僅在尾部點(diǎn)火時(shí)出現(xiàn)；Δp4只有在中心點(diǎn)火時(shí)隨泄爆閾值的增大而增大。

(3) 外部火焰發(fā)展過程可以分為火球階段和火焰噴射階段，點(diǎn)火位置對(duì)火球大小和火焰噴射長(zhǎng)度有重大影響，尾部點(diǎn)火和中心點(diǎn)火時(shí)火球大小和火焰噴射長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于前端點(diǎn)火。

參考文獻(xiàn):

[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(diǎn)火源位置對(duì)甲烷-空氣爆燃超壓特征的影響[J].化工學(xué)報(bào),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(diǎn)火位置對(duì)氫氣-空氣泄爆特性影響的實(shí)驗(yàn)研究[D].安徽淮南:安徽理工大學(xué),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.