周 寧，倪鵬飛，李 雪，李徐偉，袁雄軍，趙會軍

(常州大學 江蘇省油氣儲運技術(shù)重點實驗室,江蘇 常州 213164)

0 引言

氫作為清潔能源，發(fā)展?jié)摿薮?被世界各國重視。管道運輸是氫能源主要運輸方式，由于氫氣物理化學性質(zhì)比較特殊,運輸中易發(fā)生泄漏爆炸事故,對管道及周圍設施產(chǎn)生巨大破壞[1-3]。因此，氫氣安全儲存與運輸問題需引起足夠重視。

國內(nèi)外學者對管道內(nèi)氫-空預混氣體爆炸傳播特性、火焰?zhèn)鞑恿W特征開展研究：Xiao等[4-5]將實驗與數(shù)值模擬相結(jié)合，研究直管內(nèi)氫-空預混氣體燃燒動力學特性，建立變形Tulip火焰?zhèn)鞑ダ碚撃Ｐ?，發(fā)現(xiàn)Taylor不穩(wěn)定性是變形Tulip火焰產(chǎn)生本質(zhì)原因；孫從煌[6]通過數(shù)值模擬探究氫-空預混氣體在密閉直管內(nèi)爆炸壓力與火焰?zhèn)鞑ミM程，闡述密閉直管內(nèi)氫-空預混氣體燃爆反應機理；余立新等[7]首次對半開口直管內(nèi)氫-空預混氣體燃爆特性進行實驗研究，發(fā)現(xiàn)當氫氣當量比在0.34附近時，火焰?zhèn)鞑ニ俣劝l(fā)生突躍；Emami等[8]通過研究氫氣、乙烯、丙烷和天然氣在不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)的燃爆特性發(fā)現(xiàn)，在所有管道結(jié)構(gòu)中，氫氣火焰?zhèn)鞑ニ俣群捅▔毫哂谄渌麩N類燃料；Kris等[9]指出當90°彎頭位于整段管道中間位置時，火焰?zhèn)鞑ニ俣仁軓濐^影響最大；Masahiro等[10]基于實驗研究發(fā)現(xiàn)，90°彎頭外側(cè)壁面爆炸壓力大于彎頭內(nèi)側(cè)爆炸壓力；Tagawa等[11]通過研究U形方管中湍流火焰?zhèn)鳠崽匦园l(fā)現(xiàn)，彎管徑向強壓力梯度出現(xiàn)反梯度傳熱等異常現(xiàn)象；楊志等[12]通過實驗發(fā)現(xiàn)，Z型管道對火焰?zhèn)鞑ニ俣扔休^大影響；王昌建等[13-14]通過將實驗與數(shù)值模擬相結(jié)合，研究爆轟波在T型管內(nèi)傳播現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)支管左側(cè)尖點產(chǎn)生的稀疏波導致誘導激波后，壓力與溫度急劇下降，化學反應區(qū)和誘導激波分離。目前，國內(nèi)外學者對管道結(jié)構(gòu)內(nèi)氫-空預混氣體燃爆特性影響的研究取得一定成果，但對不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)氫氣燃爆時火焰?zhèn)鞑ミM程、湍流動能變化趨勢以及流場分布等方面的研究較少。因此，本文采用實驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)氫氣燃爆時火焰?zhèn)鞑ミM程、爆炸壓力、湍流動能變化以及流場分布進行研究。

1 數(shù)值模型與實驗系統(tǒng)

1.1 數(shù)學模型

本文采用帶有旋流修正的Realizablek-ε模型，該模型在計算旋流、強流線彎曲、流動分離、二次流和旋渦等方面表現(xiàn)較好，被廣泛用于氣云燃爆模擬[15]，如式(1)～(2)所示：

(1)

(2)

式中：ρ為密度，kg/m3；k為湍流動能，m2/s2；t為時間，s；xj表示網(wǎng)格邊長，j代表網(wǎng)絡節(jié)點；μ為動力黏度，N·s/m2；μt表示湍流黏性系數(shù)；uj表示湍流燃燒速度，m/s；ε為湍流動能耗散率，m2/s3；v表示層流火焰燃燒速度，m/s；Pk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；YM為壓縮湍流中波的膨脹對總耗散率貢獻；Pb表示由浮力產(chǎn)生的湍流動能；?k和?ε分別為湍流動能k和耗散率ε對應的Prandtl數(shù)；Sε和Sk為用戶自定義源項；C1ε,C2ε和C3ε為常數(shù)。

選用基于C方程的Zimont模型進行模擬，C為表征反應進程標量，如式(3)所示：

(3)

式中：n表示反應物種類；Yi表示組分i質(zhì)量分數(shù)；Yi,e表示完全燃燒時組分i質(zhì)量分數(shù)。C=0時，表示反應未開始；C=1時，表示反應完成。

1.2 實驗系統(tǒng)

實驗管道內(nèi)傳感器布置如圖1～3所示，其中P表示壓力傳感器，F(xiàn)表示火焰?zhèn)鞲衅?。管道?04型無縫不銹鋼管構(gòu)成，內(nèi)徑125 mm，壁面厚度5 mm，最大承受壓力6 MPa，直管總長5.6 m，90°彎管總長5.5 m，T型分岔管分為T1、T2和T3 3段，T1段長3.35 m，T2、T3段長度均為2.15 m。整個測試系統(tǒng)由管道、配氣裝置、數(shù)據(jù)采集裝置(包括壓力傳感器、火焰?zhèn)鞲衅?構(gòu)成，為保證管道內(nèi)氣密性良好，在管道法蘭接口處采用聚四氟墊片進行密封，氫氣體積濃度39.6%，實驗時管道初始壓力0.1 MPa，初始溫度25 ℃，點火裝置采用 EPT-6 點火能量試驗臺，實驗點火能量為1 J，每組工況至少重復5次實驗，減少偶然誤差。

圖1 直管內(nèi)傳感器布置Fig.1 Arrangement of sensors inthe straight pipe

圖2 T型分岔管內(nèi)傳感器布置Fig.2 Arrangement of sensors in the T-shaped bifurcation pipe

圖3 90°彎管內(nèi)傳感器布置Fig.3 Arrangement of sensors in the 90°Elbow

1.3 數(shù)值模型驗證

建立與實驗系統(tǒng)對應物理模型，采用結(jié)構(gòu)化4邊形單元劃分整個流場區(qū)域，模型壁面選取非滑移、絕熱剛性邊界條件，采用PISO算法進行壓力速度耦合，采用二階迎風格式對流項離散化?；鹧?zhèn)鞑ニ俣葘嶒炛蹬c模擬值對比如圖4所示，由圖4可知，火焰?zhèn)鞑ニ俣葘嶒炛蹬c模擬值變化趨勢基本一致，誤差約10%。各監(jiān)測點實驗與模擬爆炸壓力如圖5所示。由圖5可知，實驗與數(shù)值模擬爆炸壓力變化趨勢基本一致，壓力峰值略有差異，原因是數(shù)值模型采用非滑移絕熱剛性壁面，氣體燃爆產(chǎn)生的熱量在管內(nèi)不斷累積，導致壓力峰值較高；實驗采用304不銹鋼管道，爆炸產(chǎn)生的熱量因管道壁面熱耗散效應部分損失，導致壓力模擬峰值比實驗峰值大12%左右，數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，驗證數(shù)值模擬算法合理。

圖4 火焰?zhèn)鞑ニ俣葘嶒炛蹬c模擬計算值對比Fig.4 Comparison offlame propagation velocity between experiment and simulation

圖5 各監(jiān)測點爆炸壓力Fig.5 Comparison of explosion overpressure ateach monitoring point between experiment and simulation

2 結(jié)果與分析

2.1 不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓?guī)律

不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣确植?，如圖6所示?；鹧?zhèn)鞑ニ俣葹?個相鄰火焰?zhèn)鞲衅鏖g距與火焰通過2個監(jiān)測點所需時間的比值。在火焰?zhèn)鞑コ跗?0.7～1.5 m)，管道結(jié)構(gòu)對火焰?zhèn)鞑ニ俣扔绊戄^小，3種管道結(jié)構(gòu)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣群妥兓厔莼鞠嗤?，呈先上升后下降趨勢。研究發(fā)現(xiàn)氫-空預混氣體在高壓脈沖能量作用下快速發(fā)生反應，點火電極周圍氣體膨脹升溫，從而與前方未燃氣體產(chǎn)生壓差和溫差，促使較多氣體參與燃爆反應，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍诙虝r間內(nèi)到達較高水平；由于管壁散熱及黏性損耗等因素影響，燃爆初期產(chǎn)生的能量不足以維持火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾?，使氣體燃燒速率減緩，火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u下降。當火焰?zhèn)鞑ブ?.5 m時，由于前驅(qū)沖擊波受壁面與末端盲板作用產(chǎn)生反射沖擊波，與火焰陣面相遇，促使湍流動能增大，燃燒速率加快，火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u增大，并保持穩(wěn)定傳播。當火焰?zhèn)鞑ブ?.7 m時，不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣劝l(fā)生較大變化。直管結(jié)構(gòu)火焰?zhèn)鞑ニ俣燃彼偕仙⒃诰帱c火端3.6 m處達到峰值403.21 m/s，一方面高溫、高壓前驅(qū)沖擊波不斷壓縮、加熱前方未燃氣體，前方未燃氣體被迅速點燃并釋放大量熱量，燃燒速率大大提升；另一方面前驅(qū)沖擊波受管壁和末端盲板作用，形成反射波帶動未燃氣體與火焰相遇，加劇火焰湍流程度，促使火焰速度迅速上升；最終，由于實驗管道密閉，火焰前方未燃氣體被不斷壓縮，使管道末端壓力不斷升高并產(chǎn)生活塞效應，當接近管道末端時，火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸氏陆第厔荨?/p>

圖6 不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣确植糉ig.6 Distribution of flame propagation velocity in different pipe structures

對于90°彎管結(jié)構(gòu)，火焰進入彎頭前，受彎頭壁面幾何形狀影響，產(chǎn)生較大尺度反向伴流，抑制火焰?zhèn)鞑?，使火焰?zhèn)鞑ニ俣冉咏鼜濐^前呈明顯下降趨勢；火焰陣面進入彎頭后，受壓縮波、反射波等多波系耦合作用影響，并伴隨高速氣流與彎頭管壁摩擦、碰撞，造成能量損失，導致火焰?zhèn)鞑ニ俣仍趶濐^處急劇下降，由358.36 m/s迅速降至239.98 m/s，降幅33.03%；此時，火焰陣面沿彎頭內(nèi)母線與外母線2側(cè)壁面形成較大尺度速度梯度與密度梯度，促使Kelvin-Helmholtz和Rayleigh-Taylor不穩(wěn)定條件被觸發(fā)[16]，火焰陣面失穩(wěn)，燃燒區(qū)長度進一步增加；火焰陣面通過90°彎頭后逐漸恢復穩(wěn)定，受湍流、末端反射波和繞射波影響，使燃燒區(qū)域內(nèi)湍流動能較大，預混氣體燃燒速率加快，火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆偕仙磷畲笾?59.37 m/s。

對于T型分岔管，當火焰?zhèn)鞑ブ练植砜谔?，發(fā)生火焰分流，部分火焰進入T3支管并帶走大量能量，T型分岔口處擾動產(chǎn)生的能量不足以支撐預混氣體穩(wěn)定燃燒，導致火焰?zhèn)鞑ニ俣却蠓陆?；火焰通過分岔口后，傳播速度并沒有下降，在分岔口處產(chǎn)生的稀疏波，使火焰陣面發(fā)生褶皺和伸展，該處火焰陣面受強烈擾動，湍流動能增加；火焰加速傳播，并在4.1 m附近達到峰值478.29 m/s。

2.2 不同管道結(jié)構(gòu)對爆炸壓力影響

不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)爆炸壓力峰值如圖7所示。在直管結(jié)構(gòu)中，氫-空預混氣體在高壓脈沖能量作用下快速反應，爆炸產(chǎn)物急速膨脹產(chǎn)生的壓縮波導致管內(nèi)壓力迅速上升，此時前驅(qū)沖擊波尚未形成，爆炸壓力隨火焰陣面?zhèn)鞑ゾ嚯x增加而降低；火焰繼續(xù)向前傳播，前驅(qū)沖擊波逐漸成型并不斷壯大，預混氣體燃燒速率加快，火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭黾樱瑢е聸_擊波壓力大于火焰陣面壓力，此時爆炸壓力峰值等于沖擊波壓力；沖擊波壓力隨爆炸發(fā)展而增大，爆炸壓力峰值呈上升趨勢，峰值為0.581 MPa。

圖7 不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)爆炸壓力峰值Fig.7 Distribution of maximum explosion overpressure in different pipe structures

90°彎頭示意如圖9所示。爆炸沖擊波傳播至90°彎頭時，彎頭附近湍流強度迅速增大，氫-空預混氣體燃燒速率加快，釋放更多熱量；彎管壁面曲率變化導致上下壁面壓力差異較大。根據(jù)氣體動力學理論，當沖擊波沿下壁面(凸側(cè))傳播時，受稀疏波影響，反應區(qū)燃燒速率下降，稀疏波拉伸作用使管內(nèi)氣流流動速率加快；沖擊波沿上壁面(凹側(cè))傳播時，受壓縮波影響，附近壓力迅速上升，反應區(qū)內(nèi)燃燒速率加快。此外，沖擊波在彎頭處遇壁面產(chǎn)生鏡面反射，出彎頭傳播一段距離后，形成較為平整的前驅(qū)波面[17-18]。當曲面波恢復為平面波，燃燒反應區(qū)釋放大量熱量，使壓力迅速回升，在4.3 m處爆炸壓力峰值已恢復并大于入彎前爆炸壓力，管道末端爆炸壓力峰值0.691 MPa。

分叉管示意如圖8所示。當爆炸沖擊波進入T型分岔口時，因管道截面突擴，沖擊波與T3支管左側(cè)尖點a碰撞產(chǎn)生稀疏波，稀疏波拉伸作用使波陣面發(fā)生彎曲，波陣面由T1支管上壁面一直延伸至T2支管左側(cè)壁面；此時，T1支管邊界層遭到破壞并發(fā)生分離，在分離區(qū)內(nèi)形成渦團；稀疏波作用使爆炸強度衰減，氣體溫度和化學反應速率迅速下降；沖擊波繼續(xù)向前傳播至b點，并與T3支管右側(cè)壁面產(chǎn)生碰撞，由于管壁溫度較低，熱量耗散較快，受稀疏波陣面拉伸作用及管壁散熱效應影響，局部火焰熄滅。彎曲波陣面與T2支管下壁面會發(fā)生規(guī)則鏡面反射，反射激波在前驅(qū)沖擊波流場中傳播，流場溫度進一步提升，隨反應進行，沖擊波逐漸由規(guī)則反射變?yōu)轳R赫反射[19]；經(jīng)T2支管右側(cè)壁面反射激波多次反射，對未燃介質(zhì)(介于前驅(qū)沖擊波和燃燒區(qū)之間)加溫加壓，當爆炸形成的壓縮波掃過未燃氣體，產(chǎn)生二次點火，管道內(nèi)爆炸壓力迅速上升至0.612 MPa。

圖9 90°彎頭示意Fig.9 Schematic diagram of 90° elbow

2.3 不同管道結(jié)構(gòu)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミM程及湍流動能分布

當氫氣體積濃度為39.6%時，直管內(nèi)火焰結(jié)構(gòu)及流場分布如圖10所示。火焰陣面?zhèn)鞑ミ^程會經(jīng)歷半球形、指尖形及火焰曲面變平等連續(xù)變化，隨后出現(xiàn)不均勻輕度凹陷、郁金香火焰及郁金香火焰表面褶皺等連續(xù)變化。由圖10可知，當t=24 ms時，在已燃區(qū)域出現(xiàn)與火焰?zhèn)鞑シ较蛳喾吹哪媪鳒u團，在近壁面處呈對稱分布，渦團流線密集、波及范圍較小，火焰陣面厚度較大，符合小尺度強湍流火焰特征，最終形成Tulip火焰；此時火焰陣面燃燒放熱速率達到最小值，火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u降低，已燃區(qū)域流場仍為逆流。當t=52 ms時，火焰陣面出現(xiàn)輕微褶皺，流線相對稀疏；當t=58 ms時，火焰陣面褶皺變形較明顯，流線隨時間增加更加密集，同時出現(xiàn)大尺度強湍流，對火焰陣面擾動作用隨時間增加而增強，火焰陣面發(fā)生凹陷、褶皺。在密閉管道內(nèi)，已燃氣體與未燃氣體密度差、速度差及管內(nèi)壓力波動，引起氣體動力學不穩(wěn)定與燃燒反應中熱擴散不穩(wěn)定，并最終導致火焰?zhèn)鞑ニ俣燃盎鹧骊嚸娼Y(jié)構(gòu)發(fā)生改變。

圖10 氫氣體積濃度為39.6%時，直管內(nèi)火焰結(jié)構(gòu)和流場分布Fig.10 Variation of flame structure and flow field in the straight pipe

當氫氣體積濃度為39.6%時，90°彎管內(nèi)火焰結(jié)構(gòu)及流場分布如圖11所示。由圖11可知，燃爆反應初期，火焰由球形變?yōu)橹讣庑蜗蚯皞鞑?，火焰?nèi)部質(zhì)量擴散系數(shù)大于熱擴散系數(shù)，火焰燃燒產(chǎn)生熱量逐漸向未燃預混氣體區(qū)域擴散，化學反應加快；當t=20 ms時，火焰陣面與壁面接觸面積不斷增加，火焰表面逐漸變平，在管壁處可觀察到2個對稱渦團，同時在已燃區(qū)域靠近火焰陣面中軸線處，出現(xiàn)劇烈反向伴流；當t=36 ms時，火焰陣面進入90°彎管處，受彎曲壁面約束失穩(wěn)發(fā)生褶皺變形，管內(nèi)出現(xiàn)多股逆流，導致湍流動能迅速上升；當沖擊波進入90°彎管并沿上壁面?zhèn)鞑r，受壓縮波作用在上壁面處形成局部高壓區(qū)，阻礙火焰?zhèn)鞑?；當沖擊波沿下壁面?zhèn)鞑r，稀疏波作用強度減弱，燃燒反應速率降低，受稀疏波拉伸作用影響，預混氣體流動速度加快，此時下壁面火焰?zhèn)鞑ニ俣却笥谏媳诿?；當t=41 ms時，火焰陣面完全通過90°彎頭，受壓縮波、稀疏波及反射波等多波系共同影響，火焰陣面附近湍流強度不斷增強，上壁面火焰逐漸追趕下壁面火焰，最終以“指尖形”火焰繼續(xù)傳播至垂直段管道末端。

圖11 氫氣體積濃度為39.6%時，90°彎管內(nèi) 火焰結(jié)構(gòu)與流場分布Fig.11 Variation of flame structure and flow field in the 90°elbow

當氫氣體積濃度為39.6%時，T型分岔管內(nèi)火焰結(jié)構(gòu)及流場分布如圖12所示。由圖12可知，點火后火焰陣面以“指尖形”不斷向管道右端傳播，當進入T型分岔口時，因管道截面突擴，使火焰陣面褶皺失穩(wěn)形成大量渦團，部分未燃預混氣體被包裹于渦團中，未燃預混氣體與火焰陣面接觸面積增大，溫度逐漸升高；當達到反應臨界溫度，未燃預混氣體瞬時反應，火焰陣面經(jīng)分岔口后燃燒速率與火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭龃螅紵俾试龃蟠偈箟嚎s波強度增強，并提高分岔口附近的湍流強度，進而形成燃爆反應與氣體流動間正反饋機制。T2支管下壁面拐點等同流場中障礙物，對氣流產(chǎn)生擾動與反射，火焰陣面在渦團運動下分別向T2與T3支管方向傳播，當t=52 ms時，在T2支管出現(xiàn)郁金香形火焰，而T3支管中火焰仍以指尖形不斷向前傳播，郁金香形火焰主要受管道內(nèi)回流區(qū)拉伸作用影響，T2支管逆流強度明顯大于T3支管。

圖12 氫氣體積濃度為39.6%時，T型分岔管內(nèi) 火焰結(jié)構(gòu)與流場分布Fig.12 Variation of flame structure and flow field in the T-shaped bifurcation pipe

當氫氣體積濃度為39.6%時，不同管道湍流動能分布如圖13所示。當沖擊波傳播至90°彎頭與T型分岔結(jié)構(gòu)處，氣流方向發(fā)生改變[20]。由圖13可知，湍流動能在90°彎頭與T型分岔口處均呈迅速上升趨勢，在直管中沒有形成劇烈氣流擾動；當火焰陣面通過90°彎頭和T型分岔口時，湍流區(qū)域不斷擴大，湍流動能迅速上升，受壓縮波、稀疏波及反射波等多波系共同作用，管道內(nèi)出現(xiàn)大量湍流渦結(jié)構(gòu)，渦團集中區(qū)域湍流動能較高，在燃燒波和湍流強耦合作用下，氣團脈動速度不斷增大，氫-空預混氣體質(zhì)量擴散速率與熱量擴散速率也逐漸增大，燃燒速率顯著提升。因此，當火焰陣面通過90°彎頭和T型分岔口后，燃燒反應加劇，火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c爆炸壓力迅速上升。

圖13 不同結(jié)構(gòu)管道內(nèi)湍流動能分布Fig.13 Distribution of turbulent kinetic energy in pipes with different structures

3 結(jié)論

1)90°彎管對氫氣燃爆反應有明顯增強作用，最大火焰?zhèn)鞑ニ俣?59.37 m/s，與T型分岔管478.29 m/s相比增幅14.49%，與直管403.21 m/s相比增幅27.92%；最大爆炸壓力0.691 MPa，與T型分岔管0.612 MPa相比增幅11.43%，與直管0.581 MPa相比增幅15.92%。

2)T型分岔結(jié)構(gòu)對氫氣燃爆反應有增強作用，效果僅次于90°彎管。T1支管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律與直管相似，T2和T3支管中火焰?zhèn)鞑ペ厔莼疽恢拢蛔畲蠡鹧鎮(zhèn)鞑ニ俣?78.29 m/s，比直管火焰?zhèn)鞑ニ俣?03.21 m/s大15.70%。

3)與直管相比，火焰?zhèn)鞑ブ?0°彎頭和T型分岔口時，火焰陣面褶皺變形較明顯，受壓縮波、稀疏波及反射波等多波系耦合作用，管道內(nèi)出現(xiàn)大尺度強湍流和渦團，使氣團脈動速率與湍流燃燒速率不斷增大，氫-空預混氣體質(zhì)量擴散速率與熱量擴散速率增大，湍流動能呈迅速上升趨勢。