油氣爆炸在細長密閉管道內的振蕩傳播特性

王 波， 杜 揚， 齊 圣， 袁廣強， 王世茂

(后勤工程學院 供油系， 重慶 401311)

油氣爆炸在細長密閉管道內的振蕩傳播特性

王 波， 杜 揚， 齊 圣， 袁廣強， 王世茂

(后勤工程學院 供油系， 重慶 401311)

針對細長密閉管道內汽油蒸氣-空氣混合氣爆炸的振蕩傳播特性進行實驗。研究表明：細長密閉管道內的油氣爆炸分為振蕩和非振蕩兩種爆炸模式；振蕩爆炸超壓呈現出鋸齒狀振蕩特征，其超壓增長期由4個階段組成：第1階段無明顯的壓力上升；第2階段的高壓力上升速率與快速的火焰有關；第3階段的超壓振幅以拋物線形式增長，此階段是否有壓力振蕩與油氣濃度、管道長徑比有關，第3階段的振蕩周期隨時間減小，振蕩周期與火焰鋒面前方的未燃區長度有關；第4階段的超壓振幅以指數形式增長，振蕩周期趨于穩定并隨管道長度的增加呈線性關系增加，振蕩周期受到油氣濃度的影響；振蕩爆炸只在一定油氣濃度范圍內發生，且振蕩爆炸的發生與油氣濃度、管道長徑比有關；振蕩爆炸極限范圍及其在油氣的爆炸極限內所占比例均隨管道長徑比的增加而增大。

細長密閉管道； 油氣； 長徑比； 振蕩爆炸； 振幅； 周期

汽油是易揮發的烴類液體燃料，它本身是不爆炸的，但是其蒸氣能夠容易地與空氣混合形成可燃氣體爆炸環境，油氣爆炸事故時有發生，常造成重大的人員傷亡和經濟損失，如2005年倫敦邦斯菲爾德油庫爆炸事故[1]。密閉油氣管道，如輸油結束之后富油氣狀態的管道，如果發生爆炸，將比長徑比約為1的密閉體內的純超壓爆炸造成的破壞更嚴重[2]。前期已有作者對密閉空間中油氣的起燃和爆炸傳播規律開展研究，杜揚等[3]研究發現高溫熱壁條件下油氣著火模式為燃燒、熱爆燃和熱爆炸；吳松林等[4]研究表明不同點火方式下油氣爆燃的起燃條件、起燃速度及火焰顏色存在很大的區別，爆炸超壓峰值受到點火方式的影響；張培理等[5-6]研究發現分支管道能夠提升油氣爆炸的最大超壓、壓力上升速率及火焰速度等。以往的研究主要是針對油氣的著火模式、超壓峰值等爆炸特性，已有研究表明封閉管道內的瓦斯爆炸呈明顯的振蕩特征，振蕩使得最大爆炸超壓較開口型系統內的高[7]，但針對油氣在密閉管道內爆炸的振蕩傳播特性研究還未見相關報道，這一特性的研究對油氣管道爆炸防控具有重大意義。近年來許多學者針對管道長徑比對可燃氣體爆炸的超壓、爆燃指數、火焰速度等重要參數的影響開展了相關研究，例如，崔益清等[8]研究了球形容器接管后接管長度對球形容器內和管道末端甲烷氣體爆炸強度的影響；Razus等[9-11]研究表明碳氫燃料-空氣混合物在長徑比L/D=1-2.5的密閉圓管中爆炸時的爆燃指數KG受到圓管長徑比的影響；Bi等[12]研究發現甲烷在長徑比L/D=6-10.35的密閉管道中爆燃時的最大火焰速度隨長徑比的增大線性增加。但針對管道長徑比對油氣爆炸的振蕩傳播特性的影響研究還未見相關報道。鑒于此，本文利用汽油蒸氣-空氣混合氣作為爆炸反應介質，重點研究油氣爆炸在細長密閉管道內的振蕩傳播特性。

1 實驗裝置與方法

油氣爆炸實驗系統如圖 1所示，由實驗管道、壓力采集系統、油氣霧化循環系統、點火系統、火焰信號采集系統、油氣體積分數測試系統等組成。在實驗中使用了4種不同長徑比的鋼制圓管道，其尺寸參數如表 1所示，直徑10 cm的圓管有四節，長度分別為30 cm、71 cm、86 cm、86 cm，可以自由組合成管道C0、C1、C2、C3，在法蘭連接處使用密封墊圈以保證結合部位的氣密性。管道C3上傳感器的布置如圖 2所示，Fi為火焰傳感器，P1為壓力傳感器，FS1為火焰強度傳感器，作為火焰傳感器的補充。壓力采集系統采用TST6300動態采集系統，最高采樣率200 ksps，壓力傳感器采用ZXP610型壓阻式壓力傳感器，量程為0～2 MPa，安裝于管端法蘭中心上。點火系統采用WGDH-5型高能無干擾點火器，點火頭安裝于另一端法蘭中心上，點火器點火是通過電容器充電放電實施的，根據W=(CU2)/2公式可以換算得到點火能量，在實驗中采用1 μF電容、1 500 V電壓，即點火能量為1.125 J。火焰信號采集系統采用HSJ-2型火焰傳播信號采集器，采樣頻率為1 kHz，主要用于采集兩測點之間的火焰持續時間Δt，火焰速度可以由式ν=Δx/Δt計算得到(Δx為兩測點之間的距離)。

圖1 實驗系統示意圖

圖2 管道C3上傳感器的布置示意圖(cm)

每次實驗前先對管道進行充氣。分壓原理配氣方法主要用于常溫下為氣態的可燃氣體，針對汽油這種特殊介質并不適用，因此設計了專用的配氣系統。圖 1所示的油氣霧化循環系統由電磁式空氣泵、球閥、油瓶、三通等組成，空氣泵的流量為50 L/min。配氣時，打開1、4號球閥并關閉2、3號球閥，空氣泵產生的氣流從液面下吹掃油瓶內的汽油時，會在液面上產生大量氣泡，加速油氣的揮發并將其吹入循環回路中，充入管道。待充入一定油氣后，關閉1、4號球閥，打開2、3號球閥，繼續循環攪拌使得油氣混合均勻，同時利用GX-1050E型CH濃度測試儀對管內油氣濃度進行實時監測，當管內油氣濃度趨于穩定時，關閉空氣泵和所有閥門。

表1 密閉管道的尺寸參數

2 實驗結果及分析

2.1細長密閉管道內油氣振蕩爆炸的一般特征

圖3和圖 4分別給出了管道C3(L/D=24.3)中不同濃度時油氣爆炸的壓力、火焰前鋒位置及火焰速度隨時間變化的規律。從圖 3可以看出，油氣爆炸超壓增長期由4個階段組成，以油氣濃度1.6%的爆炸數據進行分析。

第1階段(0～19.6 ms)為點火初期，油氣爆炸反應僅發生在點火點附近，參與反應的油氣量較少，壓力無明顯上升。此階段火焰鋒面遠離壁面，未受到壁面的約束，因此，火焰傳播速度不斷加快，19.6 ms時的火焰速度達到27.8 m/s。第2階段(19.6～41.5 ms)的持續時間為21.9 ms，此階段結束時的壓力pmax2為0.722 bar，壓力上升速率曲線上有兩個壓力上升速率峰值，把在此階段取得的峰值記為(dp/dt)max1。圖 5給出了管道C3中的最大壓力上升速率隨油氣濃度變化的規律，濃度1.6%的油氣爆炸超壓的第一個壓力上升速率峰值(dp/dt)max1為64.842 bar/s(34.9 ms)，而最大火焰速度為83.33 m/s(31.78 ms)，顯然第一個壓力上升速率峰值(dp/dt)max1是在最大火焰速度已經達到之后取得的，因此第2階段的高壓力上升速率與快速的火焰有關。從圖 4可以看出，在第2階段火焰經歷了兩次加速過程，火焰速度從第1階段結束時的27.8 m/s(19.6 ms)增加到43.1 m/s(27.05 ms)，再到83.33 m/s(31.78 ms)，在這兩次加速過程中，火焰在軸向上被快速地拉長，這將使得火焰面積大幅度增加，進而引起高質量燃燒速率，最終導致第2階段的高壓力上升速率和爆炸初期階段的顯著超壓。第3階段(41.5～126 ms)的持續時間為84.5 ms，大約為達到最大爆炸壓力所需時間Tmax的47.83%。當油氣爆炸進入超壓增長期第3階段后，壓力振蕩立即開始，壓力曲線呈現出鋸齒狀特征，并以“拋物線”形式振蕩上升。第4階段(126～176.65 ms)的持續時間為50.65 ms，大約為達到最大爆炸壓力所需時間Tmax的28.67%。當油氣爆炸進入第4階段后，立即改變了壓力振蕩方式，而又以“指數”形式振蕩上升，振幅增長速度明顯加快，最終達到了8.98 bar的超壓峰值。而實際情況是大多數建筑物和工業結構在第2階段的超壓作用下就會失效[13]，從爆炸安全的角度來看，第3階段和第4階段是不相關的，除非這些構筑物能夠承受第2階段的超壓1倍以上的壓力。把在第3階段和第4階段內取得的壓力上升速率峰值記為(dp/dt)max2，從圖 5可以看出，振蕩爆炸提高了油氣爆炸超壓的壓力上升速率，如濃度1.6%的第二個壓力上升速率峰值(dp/dt)max2為93.993 bar/s，而濃度1.35%時則高達144.237 bar/s。顯然，振蕩爆炸比一般爆炸更具破壞性。

(a) 1.6%

(b) 1.35%

(c) 1.24%

(a) 1.6%

(b) 1.35%

(c) 1.24%

表 2給出了密閉管道內油氣的爆炸極限和振蕩爆炸極限。振蕩爆炸只在一定油氣濃度范圍內(即振蕩爆炸極限內)發生，因此振蕩爆炸的發生與油氣濃度有關。同時隨著管道長徑比的增加，爆炸極限范圍逐漸收窄，而振蕩爆炸極限范圍卻逐漸放寬，這是由振蕩爆炸下限降低和振蕩爆炸上限升高引起的，如管道C0中的振蕩爆炸下限為1.61%，而管道C3中僅為0.96%，結果是振蕩爆炸極限范圍在整個油氣爆炸極限內的占比會隨著管道長徑比的增加而增大，如管道C0中的振蕩爆炸極限范圍占比僅為25%，而管道C1、C2和C3中的占比分別高達61.2%、71.03%、80.4%。從表 2還看出，僅管道C2(L/D=15.7)和管道C3(L/D=24.3)中的油氣爆炸超壓增長期第3階段有壓力振蕩發生，因此超壓增長期第3階段是否有壓力振蕩與管道的長徑比密切相關。

此外，振蕩爆炸的發生也與可燃氣體的種類有關，例如，Movileanu等[14]發現當管道長徑比為2.4(L=20 cm)時乙烯-空氣混合氣在爆炸過程中沒有壓力振蕩發生，Phylaktou等[15]發現當管道長徑比為6.2(L=100 cm)時甲烷-空氣混合氣在爆炸過程中也沒有壓力振蕩發生，而汽油蒸氣-空氣混合氣在長徑比為3的管道C0(L=30 cm)內仍有振蕩爆炸發生。

表2 密閉管道內油氣的爆炸極限和振蕩爆炸極限

圖5 管道C3(L/D=24.3)中的最大壓力上升速率

圖6給出了管道C3中不同油氣濃度下爆炸超壓隨時間變化的規律。結合表 2，在油氣的爆炸極限范圍內，C2、C3等較大長徑比管道內的油氣爆炸壓力有三種上升發展模式：① 在超壓增長期內沒有壓力振蕩發生，如油氣濃度0.95%(C3)時；② 經過第1、第2和第3階段的壓力發展之后，最后在超壓增長期的第4階段才出現壓力振蕩，如油氣濃度1.16%(C3)時；③ 超壓增長期第2階段結束后壓力振蕩立即開始，一直到達到最大爆炸壓力，如油氣濃度1.24%(C3)時。而C0、C1等較小長徑比管道內的油氣爆炸壓力則只有(1)和(2)兩種上升發展模式。

圖6 油氣爆炸過程中的壓力演化：1-0.95 vol.%；2-1.16 vol.%；3-1.24 vol.%

Fig.6 Pressure evolution during explosions of gasoline-air mixture in tube C3 (L/D=24.3): 1-0.95 vol.%; 2-1.16 vol.%; 3-1.24 vol.%

圖7給出了三種不同長徑比管道中濃度為1.35%時油氣爆炸超壓隨時間變化的規律。從圖 7看出，當油氣濃度為一定值時，不同長徑比管道中油氣爆炸壓力有不同的演化過程，在管道C0中，在油氣爆炸過程中沒有壓力振蕩發生，而在更大長徑比管道C1和管道C3中均有壓力振蕩發生，說明壓力振蕩現象的出現與管道長徑比密切相關。在管道C1中，只在第4階段才有壓力振蕩發生，然而在管道C3中，爆炸超壓增長期第2階段結束后壓力振蕩立即開始，且與管道C1相比，管道C3中振蕩的振幅更大。從表 2可以看到，僅管道C2和C3中的油氣爆炸超壓增長期第3階段有壓力振蕩發生，其振蕩極限范圍分別為0.73%和0.96%，且在各自的整個振蕩爆炸極限內的占比分別為48.03%和61.54%，顯然隨著管道長徑比的增加，第3階段有壓力振蕩的極限范圍逐漸增大。表 3給出了濃度為1.35%時油氣爆炸超壓增長期第2階段結束時的爆炸參數，結合圖 7，超壓增長期第2階段結束時的壓力pmax2隨著管道長徑比的增加而逐漸減小，從管道

1. 管道C0(L/D=3)； 2. 管道C1(L/D=8.6)； 3. 管道C3(L/D=24.3)

Fig.7 Pressure evolution during explosions of a 1.35% gasoline-air mixture: 1-tube C0 (L/D=3); 2-tube C1 (L/D=8.6); 3-tube C3 (L/D=24.3)

C0(L/D=3)中的2.58 bar，減小到管道C1(L/D=8.6)中的1.1 bar，再到管道C3(L/D=24.3)中的0.774 bar。同時，管道的長徑比越大，超壓增長期第1階段和第2階段的持續時間之和越短，而第3階段和第4階段的持續時間之和越長，在管道C0、C1和C3中，超壓增長期第2階段結束時的時間t2分別為54.6 ms、40.7 ms和37.1 ms，顯然，超壓增長期第2階段結束時的壓力pmax2均是在非常短的時間內達到的，因此為細長密閉管道配備的任何泄壓系統或抑爆系統都應該有非常快的響應。

表3 濃度為1.35%時油氣爆炸超壓增長期第2階段結束時的爆炸參數

2.2超壓振蕩幅值及周期分析

2.2.1 超壓振蕩幅值分析

上面已經提到，細長密閉管道內的油氣爆炸超壓呈明顯的鋸齒狀振蕩特征，而由于研究條件的不同，一端封閉一端開口管道內的爆炸超壓呈近似正弦波形狀振蕩[16]，說明邊界條件對氣體爆炸超壓特征有影響。在油氣爆炸初期階段，由于燃燒反應速度較慢，產生的壓力波的超壓較小，壓力反射波在管道內傳播時，受到阻尼的影響會很快消散掉，不會出現壓力振蕩。隨著燃燒反應速度逐漸加快，火焰鋒面溫度不斷升高，產生的壓力反射波在傳播過程中不能完全消散，于是會在管道內往復反射，呈現出振蕩特征。此外，火焰加速機理導致能量釋放增強，從而快速激發爆炸容器中的聲學共振，引起壓力振蕩[17]。圖 8和圖 9分別給出了油氣爆炸超壓增長期第3階段和第4階段的振蕩幅值隨時間變化的規律，超壓增長期第3階段內振蕩升壓和振蕩降壓部分的幅值分別以拋物線形式隨時間增長，而超壓增長期第4階段內振蕩升壓和振蕩降壓部分的幅值則分別以指數形式隨時間增長，由圖 3和圖 4可知，超壓上升過程伴隨著火焰速度的變化，因此兩階段呈現不同的振蕩方式是與火焰-壓力波相互作用密切相關的，火焰減速產生的膨脹波激發了火焰與壓力波的相互作用[18]。以管道C3中濃度1.6%的油氣爆炸為例，當油氣爆炸進入超壓增長期第3階段后，火焰速度一直在下降，但仍然維持在較高值，同時爆炸超壓相對較小，壓力波對火焰鋒面的擾動不強烈，能促進火焰鋒面的燃燒反應，其反應放熱僅能使超壓振幅以增長速度較慢的拋物線形式增長。當油氣爆炸進入超壓增長期第4階段后，火焰還需要向前傳播一段距離才能抵達管端，火焰鋒面移動較慢，其最大火焰速度僅為6.51 m/s，而經過第3階段的壓力上升發展之后，爆炸超壓達到了較高值，壓力波能對火焰鋒面造成強烈擾動，利于前方未燃氣的快速燃燒，反應放熱速率大幅提高，超壓振幅會以增長速度更快的指數形式增長。然而超壓振蕩并不會一直持續下去，當管道內的油氣消耗殆盡，不能為超壓發展提供能量支持時，加之壁面散熱和粗糙度等因素的影響，超壓在達到峰值以后會很快衰減，超壓衰減期的振幅呈負指數衰減，如圖 10所示，相比于濃度1.35%，濃度1.24%的振幅衰減速度更快。

(a) L/D=24.3(C3)

(b) L/D=24.3(C3)

(c) L/D=15.7(C2)

(a) L/D=8.6(C1)

(b) L/D=8.6(C1)

(c) L/D=3(C0)

(d) L/D=3(C0)

圖10 管道C3(L/D=24.3)中油氣爆炸超壓衰減階段的振蕩幅值

Fig.10 Amplitude of decay phase of gasoline-air explosion overpressure in tube C3 (L/D=24.3)

2.2.2 超壓振蕩周期分析

為了研究超壓振蕩特征，對油氣爆炸超壓振蕩增長期的振蕩周期進行了計算分析。圖 11給出了油氣濃度為1.35%時振蕩周期和火焰鋒面前方未燃區長度隨時間變化的規律，振蕩周期是變化的，在超壓增長期第3階段內，振蕩周期隨時間減小，而在增長期第4階段內，振蕩周期趨于穩定，有小幅波動并維持在5.8 ms左右。從圖 11看出，未燃區長度隨時間減小，而當未燃區長度在156.4～39.8 cm范圍內時，振蕩周期也隨時間減小，說明振蕩周期與火焰前鋒和封閉端之間未燃區長度有關。Petchenko等[19]通過直接數值模擬研究了從管道開口端到封閉端的預混火焰傳播，發現火焰形狀和燃燒速率呈明顯的振蕩特征，認為火焰前鋒到封閉端的距離(實際就是未燃區長度)控制著火焰前鋒和封閉端之間壓力波的狀態參數。隨著燃燒的進行，火焰速度、未燃區長度均隨時間減小，未燃氣中的壓縮波強度逐漸變弱，從而對壓力反射波的影響逐漸減弱，振蕩周期不斷降低，而當未燃區長度小于39.8 cm時，未燃氣中的壓縮波對壓力反射波幾乎無影響，壓力反射波能比較自由地傳播，振蕩周期趨于穩定。表 4給出了油氣爆炸超壓增長期第4階段的振蕩周期和振蕩頻率。管道長度對振蕩周期的影響如圖 12所示，當油氣濃度為一定值時，振蕩周期隨著管道長度的增加呈線性關系增加，如油氣濃度為1.72%時的振蕩周期和管道長度之間的線性擬合式為：t=-0.065 4+2.318L。油氣濃度對振蕩周期的影響如圖 13所示，管道C1、C2及C3內的振蕩周期與油氣濃度的關系可用2次函數描述，如管道C1內的擬合式為：t=0.577x2-2x+3.655，最小的振蕩周期在油氣濃度1.72%附近取得，而管道C0內的振蕩周期受油氣濃度的影響較小，維持在0.65 ms左右，不滿足2次函數式。

圖11 管道C3(L/D=24.3)中濃度為1.35%時油氣爆炸超壓增長階段的振蕩周期及未燃區長度

Fig.11 Oscillation periods and length of unburned zone for growing phases of a 1.35% gasoline-air mixture explosion overpressure in tube C3 (L/D=24.3)

圖12 不同油氣濃度下振蕩周期隨管道長度的變化

Fig.12 Variation of oscillation periods with tube length under different gasoline-air mixture concentrations

表4密閉管道中油氣爆炸超壓第4階段的振蕩周期和

振蕩頻率

Tab.4Oscillationperiodsandfrequenciesofthe4thstageofgasoline-airexplosionoverpressureinclosedtubes

汽油蒸氣(vol.%)L/D=3(C0)L/D=8.6(C1)L/D=15.7(C2)L/D=24.3(C3)振蕩周期振蕩頻率振蕩周期振蕩頻率振蕩周期振蕩頻率振蕩周期振蕩頻率1.35--2.05003.82635.81721.720.616671.95263.652745.61821.850.616671.955133.82635.81722.10.714282.05003.92566.051652.47--2.24544.52227.1141注:振蕩周期的單位為ms,振蕩頻率的單位為Hz

圖13 油氣濃度對振蕩周期的影響

由以上分析可知，細長密閉管道內的油氣爆炸為高頻高壓的振蕩爆炸，產生的振蕩壓力波極易使得管壁金屬材料發生高溫蠕變，可能導致管道的塑性斷裂，對管道的安全運行產生極大的影響，因此應該避免振蕩爆炸的發生。

3 結 論

針對細長密閉管道內汽油蒸氣-空氣混合氣爆炸的振蕩傳播特性進行了實驗研究，通過分析爆炸數據得出如下結論：

(1) 細長密閉管道內的油氣爆炸超壓呈鋸齒狀振蕩特征，振蕩爆炸超壓增長期由4個階段組成：第1階段無明顯的壓力上升，但點火后火焰速度卻在快速增大；第2階段的高壓力上升速率與快速的火焰有關；第3階段的超壓振幅以拋物線形式增長，此階段是否有壓力振蕩與油氣濃度、管道長徑比有關，隨著管道長徑比的增加，第3階段有壓力振蕩的極限范圍逐漸增大；第4階段的超壓振幅以指數形式增長。

(2) 油氣爆炸壓力有三種上升發展模式：在超壓增長期內沒有壓力振蕩發生；只在超壓增長期的第4階段才出現壓力振蕩；超壓增長期第2階段結束后壓力振蕩立即開始，一直到達到最大爆炸壓力。

(3) 振蕩爆炸只在一定油氣濃度范圍內(即振蕩爆炸極限內)發生，而且振蕩爆炸的發生與油氣濃度、管道長徑比有關。隨著管道長徑比的增加，振蕩爆炸極限范圍逐漸放寬，振蕩爆炸極限在油氣爆炸極限內所占比例逐漸增大。

(4) 振蕩周期是隨時間變化的，超壓增長期第3階段的振蕩周期隨時間減小，振蕩周期與火焰前鋒和封閉端之間未燃區長度有關，而超壓增長期第4階段的振蕩周期趨于穩定，振蕩周期隨著管道長度的增加呈線性關系增加，同時振蕩周期也受到油氣濃度的影響。

[1] JOHNSON D M. The potential for vapor cloud explosions-Lessons from the Buncefield accident[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2010, 23:921-927.

[2] 趙衡陽.氣體和粉塵爆炸原理[M].北京:北京理工大學出版社,1996.

[3] 杜揚, 歐益宏, 吳英, 等. 熱壁條件下油氣的熱著火現象[J]. 爆炸與沖擊, 2009, 29(3):268-276.

DU Yang, OU Yihong, WU Ying, et al. Thermal ignition phenomena of gasoline-air mixture induced by hot wall[J]. Explosion and Shock Waves, 2009, 29(3):268-276.

[4] 吳松林, 杜揚, 張培理, 等. 點火方式對受限空間油氣爆燃規律的影響[J]. 化工學報, 2016, 67(4):1626-1632.

WU Songlin, DU Yang, ZHANG Peili, et al. Effect of ignition node on gasoline-air deflagration behavior in confined space[J]. CIESC Journal, 2016, 67(4):1626-1632.

[5] ZHANG P, DU Y, ZHOU Y, et al. Explosions of gasoline-air mixture in the tunnels containing branch configuration[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2013, 26:1279-1284.

[6] 杜揚, 李國慶, 吳松林, 等. T型分支管道對油氣爆炸強度的影響[J]. 爆炸與沖擊, 2015, 35(5):729-734.

DU Yang, LI Guoqing, WU Songlin, et al. Explosion intensity of gasoline-air mixture in the pipeline containing a T-shaped branch pipe[J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 35(5):729-734.

[7] 朱傳杰, 林柏泉, 江丙友, 等. 瓦斯爆炸在封閉管道內沖擊振蕩特征的數值模擬[J]. 振動與沖擊, 2012,31(16):8-12.

ZHU Chuanjie, LIN Baiquan, JIANG Bingyou, et al. Numerical simulation on oscillation and shock of gas explosion in a closed end pipe[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(16):8-12.

[8] 崔益清, 王志榮, 蔣軍成. 球形容器與管道內甲烷-空氣混合物爆炸強度的尺寸效應[J].化工學報, 2012, 63(增刊2):204-209.

CUI Yiqing, WANG Zhirong, JIANG Juncheng. Size effect of methane-air mixture explosion intensity in spherical vessels and pipelines[J]. CIESC Journal, 2012, 63(Sup2):204-209.

[9] RAZUS D, MOVILEANU C, BRINZEA V, et al. Explosion pressures of hydrocarbon-air mixtures in closed vessels[J]. Journal of Hazardous Materials, 2006, 135:58-65.

[10] RAZUS D, MOVILEANU C, OANCEA D. The rate of pressure rise of gaseous propylene-air explosions in spherical and cylindrical enclosures[J]. Journal of Hazardous Materials, 2007, 139:1-8.

[11] MOVILEANU C, GOSA V, RAZUS D. Explosion of gaseous ethylene-air mixtures in closed cylindrical vessels with central ignition[J]. Journal of Hazardous Materials, 2012, 235:108-115.

[12] BI M S, DONG C J, ZHOU Y H. Numerical simulation of premixed methane/air de?agration in largeL/Dclosed pipes[J]. Applied Thermal Engineering, 2012, 40:337-342.

[13] 李錚.空氣沖擊波作用下的安全距離[J].爆炸與沖擊, 1984, 4(2):39-52.

LI Zheng. Safe distance under airblast loading[J]. Explosion and Shock Waves, 1984, 4(2):39-52.

[14] MOVILEANU C, GOSA V, RAZUS D. Propagation of ethylene-air flames in closed cylindrical vessels with asymmetrical ignition[J]. Process Safety and Environmental Protection, 2015, 96:167-176.

[15] PHYLAKTOU H, ANDREWS G E. Gas explosions in long closed vessels[J]. Combustion Science and Technology, 1991, 77(1):27-39.

[16] 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, 66(7):2749-2756.

ZHENG Ligang, Lü Xianshu, ZHENG Kai, et al. Influence of ignition position on overpressure of premixed methane-air deflagration[J]. CIESC Journal, 2015, 66(7):2749-2756.

[17] VANDEBROEK L, SCHOOR F V D, VERPLAETSEN F, et al. Flammability limits and explosion characteristics of toluene-nitrous oxide mixtures[J]. Journal of Hazardous Materials, 2005, 120:57-65.

[18] PONIZY B, CLAVERIE A, VEYSSJRE B. Tulip flame-the mechanism of flame front inversion[J]. Combustion and Flame, 2014, 161:3051-3062.

[19] PETCHENKO A, BYCHKOV V, AKKERMAN V, et al. Flame-sound interaction in tubes with nonslip walls[J]. Combustion and Flame, 2007, 149:418-434.

Oscillationpropagationcharacteristicsofgasoline-airmixtureexplosioninelongatedclosedtubes

WANG Bo, DU Yang, QI Sheng, YUAN Guangqiang, WANG Shimao

(Department of Petroleum Supply Engineering, Logistical Engineering University, Chongqing 401311, China)

Oscillation propagation characteristics of gasoline-air mixture explosion were tested in several elongated closed tubes. The results showed that gasoline-air mixture explosion has two modes including oscillation and non-oscillation; oscillation explosion overpressures exhibit a saw-toothed oscillation characteristic, their growth interval consists of four stages; the 1st stage has no significant increase in pressure; the high rate of pressure rise for the 2nd stage is associated with very fast flame speed; the overpressure amplitude of the 3rd stage grows in a parabolic curve form, if there is a pressure oscillation at this stage is related to gasoline-air mixture concentration and tube’s length to diameter ratio, the oscillation period of this stage decreases with increase in time, the oscillation period is related to the length of unburned zone in front of flame front; the overpressure amplitude of the 4th stage increases exponentially, the oscillation period tends to be stable and increases linearly with increase in tube length, it is also affected by gasoline-air mixture concentration; oscillations explosions occur only within a certain range of gasoline-air mixture concentration, the occurrence of oscillation explosion is associated with gasoline-air mixture concentration and tube’s length to diameter ratio; the limit range of oscillation explosion and its proportion in the gasoline-air explosion limit increase with increase in tube’s length to diameter ratio.

elongated closed tube; gasoline-air mixture; length to diameter ratio; oscillation explosion; amplitude; period

國家自然科學基金(51276195)

2016-09-21 修改稿收到日期：2016-10-25

王波 男，博士，1988年生

杜揚 男，博士，教授，1958年生

X932

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.016