破壞壓力對含有弱頂面受限空間內油氣爆燃超壓荷載的影響

王世茂，杜揚，梁建軍，周艷杰，李國慶，齊圣

（1中國人民解放軍陸軍勤務學院，重慶 401311；2中國石油長慶油田分公司規(guī)劃設計處，陜西 西安 710018）

破壞壓力對含有弱頂面受限空間內油氣爆燃超壓荷載的影響

王世茂1，杜揚1，梁建軍1，周艷杰2，李國慶1，齊圣1

（1中國人民解放軍陸軍勤務學院，重慶 401311；2中國石油長慶油田分公司規(guī)劃設計處，陜西 西安 710018）

基于實驗研究了靜態(tài)破壞壓力（pST）對含有弱頂面受限空間內油氣爆燃超壓荷載的影響，實驗結果顯示：不同pST下超壓時序曲線分為4種類型，超壓峰值包括破膜峰值（Δp1）、泄流峰值（Δp2）、外部爆燃峰值（Δp3）和局部不穩(wěn)定燃燒峰值（Δp4）。當0≤pST≤2.5 kPa時，內部的最大峰值為Δp3；而當5 kPa≤pST≤30 kPa時，內部的最大峰值為Δp1。對于受限空間外部，最大峰值均為Δp3。當2.5 kPa≤pST≤20 kPa時，外部爆燃和泄放負壓耦合會誘導容器內形成壓力振蕩，振蕩周期和持續(xù)時間與pST有關。破膜階段持續(xù)時間與pST呈正比，而泄流、外部爆燃、壓力荷載振蕩階段持續(xù)時間與pST呈反比。內外超壓峰值均隨著pST的增大而升高，內部Δp1和Δp2的數值與pST呈線性關系，外部Δp3的數值與pST呈二次函數關系。

弱頂面；受限空間；油氣；超壓；混合物；爆燃；實驗驗證

引 言

汽油蒸氣是石油化工行業(yè)常見的危險源，當受限空間內發(fā)生油氣爆燃時，火焰波與壓力波將破壞受限空間的弱面結構，如油罐罐頂[1]、卷簾門[2-3]、玻璃窗[2-3]等，進而形成泄放爆燃。弱面結構破壞后超壓和火焰將迅速釋放至外部空間，增大了毀傷范圍，甚至引發(fā)連環(huán)爆燃事故，拱頂儲罐的油氣爆炸成災過程更是如此[1]。因此研究含弱面結構受限空間中油氣爆燃特性，對確定可燃氣體爆燃成災機制具有參考價值。

含有弱面結構受限空間中可燃介質爆燃特征的研究大多針對可燃氣體和粉塵等介質的泄爆過程[4-24]。Bauwens等[5-9]研究了點火位置、泄放口大小、障礙物阻塞率對“氫氣-空氣混合物”和“碳氫介質-空氣混合物”的泄爆過程的影響，基于實驗結果構建了泄爆數值模型，并進一步考慮了R-T不穩(wěn)定影響。Fakandu等[10-11]研究了短管中氫氣的泄爆過程，研究結果顯示開口越小、膜片強度越大，泄爆超壓越大，峰值個數越少。Bao等[4]、Kuznetsov等[15]和 Tomlin等[21]研究了中、大尺度空間內氫氣和甲烷的泄爆過程，結果顯示隨著尺度增大和障礙物增多，超壓升高的同時火焰泄放速度也隨之增加，而且在大尺度空間內超壓峰值個數變多[4]。

當前針對弱面空間內油氣爆燃的研究以2 L和16 L容積式頂部開口容器[17,25-26]、6 L小長徑比端部開口容器[27]和250 L旁側開口容器[28]內的油氣爆燃特征為主，主要研究了不同油氣體積分數、開口率、開口個數等條件下的爆燃特征，結果表明不同初始工況下爆炸超壓的控制機制有明顯差異[17,25]，最強爆炸工況對應油氣體積分數在 1.65%～1.80%[17,25-26]，然而針對弱結構靜態(tài)破壞壓力對油氣爆燃內外超壓荷載影響的研究，當前仍較為欠缺。

本文利用等長徑比頂部開口容器，研究了靜態(tài)破壞壓力對含有弱頂面受限空間中油氣爆燃超壓荷載的影響規(guī)律，以期為防爆抑爆等工程應用提供實驗支撐和理論指導。

1 實驗系統(tǒng)及初始條件

1.1 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)以文獻[25-26]中的實驗系統(tǒng)為基礎改進而成，如圖1所示。

圖1 實驗系統(tǒng)Fig.1 Scheme of experimental system

實驗容器為直徑和高均為29 cm的有機玻璃圓筒，頂部開口率為60%并在實驗開始前用鋁箔泄爆片封口，底部用法蘭板封閉，其余主要組成模塊與文獻[26]一致。容器內外分別設置壓力傳感器 PT1和PT2；PT1到頂部距離為14 cm，PT2到頂部開口中心距離為20 cm，傳感器型號均為ZXP-660，根據實驗工況需求，PT1量程為5 kPa（0≤pST≤5 kPa）和 40 kPa（10≤pST≤30 kPa），PT2 量程為 5 kPa。在實驗過程中，動態(tài)數據采集、高速圖像拍攝、預混氣體配制、點火能、同步激發(fā)等關鍵采集參數和主要操作流程均與文獻[25-26]相同。已有研究表明當油氣體積分數在1.65%～1.80%時，爆炸強度最為猛烈，因此取初始油氣體積分數 1.77%作為典型初始工況[25-27]；另外，考慮到石化工業(yè)中拱頂罐的弱鏈接罐頂結構的靜態(tài)破壞壓力多小于30 kPa[1-3]，因此取初始靜態(tài)破壞壓力范圍為0～30 kPa。

1.2 實驗初始條件

基于圖1給出的實驗系統(tǒng)開展實驗，為保證實驗結果的準確性，每個實驗重復3次。在分析內外場超壓荷載時序變化規(guī)律時，以單次實驗獲得的典型爆炸超壓時序曲線作為分析對象；在分析爆炸超壓關鍵參數時，以3次實驗結果的平均值作為分析對象。實驗的初始條件見表1。

表1 實驗初始條件Table 1 Initial conditions of experiment

2 實驗結果與討論

2.1 不同破壞壓力下內場超壓荷載時序變化規(guī)律

2.1.1 不同破壞壓力條件下的超壓峰值 圖2為不同靜態(tài)破壞壓力（pST=0～30 kPa）下的油氣濃度為1.77%時的內場超壓時序曲線，以超壓峰值個數劃分，不同pST條件下的內場超壓時序曲線分為4種，共有4個不同的超壓峰值，超壓時序變化曲線也可主要分為4種（Type A、B、C、D）。從圖2可以看出，對于Type A和B，Δp3為最大超壓峰值；對于Type C和D，Δp1為最大超壓峰值。

考慮到不同類型的超壓時序曲線中相同類型的超壓峰值具有相同的控制機制，因此選取具有代表性的爆炸工況對不同類型超壓峰值 Δp1～Δp4的生成機制進行分析：以Type A（pST=0）和Type C（pST=10 kPa）為主要分析對象，Type A用于分析峰值 Δp3，Type C 用于分析峰值 Δp1、Δp2、Δp4，Type A（pST=0）和Type C（pST=10 kPa）兩種工況下不同屬性超壓峰值時刻所對應的火焰行為如圖3所示。

Δp1（破膜超壓峰值，以Type C為分析對象）：點火后容器內壓力上升，當內部壓力超出弱頂面承壓能力時，膜片破裂，超壓迅速降低，從而形成Δp1，大小為12.5 kPa（0.025 s）[10,29]。圖3顯示此時火焰向口部加速，其前鋒面呈現出模糊的毛刷狀邊緣，這說明弱頂面破壞瞬間的泄放拉伸效應會增強容器內的湍流，使火焰產生劇烈形變。

Δp2（泄流超壓峰值，以Type C為分析對象）：弱頂面破壞后，容器內湍流增強，火焰加速變形加劇了油氣的燃燒，使壓力升高；當火焰面抵達開口后，低密度燃燒產物的泄放導致體積流量增大，壓力降低從而形成Δp2[9-10,29]，大小為5.1 kPa（0.031 s）。圖3顯示此時火焰已沖出破壞口，火焰面產生了較明顯的形變，有進一步加速的趨勢。

Δp3（外部爆燃超壓峰值，以Type A為分析對象）：未燃油氣在容器口膨脹形成膨脹波，膨脹波在油氣云團邊緣被反射所形成的壓縮波會在云團中心集聚，誘導形成高濃度油氣集中區(qū)域，被泄出的火焰引燃后油氣迅速燃燒，形成外部爆燃超壓峰值Δp3，大小為 0.59 kPa（0.056 s）[14,30]。圖 3顯示外部火球呈對稱蘑菇云狀，主要原因是K-H不穩(wěn)定性和斜壓效應使外部油氣沿橫向拉伸，當外部油氣云團被引燃后會形成蘑菇云狀火球。

Δp4（局部不穩(wěn)定燃燒超壓峰值，以Type C為分析對象）：外部爆燃產生的反向氣流向容器內部加速，對容器內流場產生劇烈擾動，使容器內出現局部不穩(wěn)定燃燒加劇的現象，進而形成峰值 Δp4，大小為9.9 kPa（0.058 s）[4]。由于局部不穩(wěn)定燃燒加劇具有空間位置上的隨機性，因此Δp4的形成也具有隨機性，僅當反向氣流導致的不穩(wěn)定燃燒加劇現象發(fā)生在測點附近時，Δp4才會出現。結合圖 3可得，Δp4出現時外部爆炸火球逐漸衰弱，但容器內測點PT1附近區(qū)域仍維持劇烈燃燒。

2.1.2 不同破壞壓力下的內場超壓荷載振蕩現象當2.5 kPa≤pST≤20 kPa時，峰值Δp2或Δp3出現后，容器內出現超壓荷載振蕩現象，如圖4所示。

圖4給出了不同pST下超壓荷載振蕩規(guī)律，圖5給出了pST=10 kPa時超壓振蕩過程中典型時間點（圖4中A～D時序點）的火焰行為，將圖4中pST=10 kPa超壓振蕩曲線與圖5中對應時刻的火焰行為進行耦合分析，共截取兩個振蕩周期，即從波峰Δp2形成到波峰D形成的過程。

定義峰值Δp2（0.031 s）為超壓荷載振蕩的第1個波峰。在泄放慣性作用下，容器內低密度已燃氣體加速外泄，體積流量增加使容器內形成負壓并于0.0336 s達到第1個波谷（圖4中A時刻），超壓大小為-1.55 kPa，此時火焰從容器口噴射而出。

強泄放的加速過程又會使得火焰鋒面失穩(wěn)變形，增大了火焰面積，油氣燃燒速率升高；同時外部爆燃形成的反向氣流與容器內火焰面對撞，產生劇烈湍流也使火焰面發(fā)生振蕩并進一步增大燃燒面積，壓力又再次回升并于0.0359 s時達到第2個波峰（圖4中B時刻），超壓大小為1.97 kPa，此時外部油氣被引燃，火球擴張并開始沿橫向拉伸。

內部壓力的升高使火焰鋒面進一步擴張變形，從而將更多氣體擠壓到容器外，增強了泄放強度，壓力再次降低并于0.0383 s時達到第2個波谷（圖4中C時刻），超壓大小為-0.833 kPa；由于受到K-H不穩(wěn)定性和斜壓效應的影響，外部火球逐漸向蘑菇云狀發(fā)展[25]。

圖2 不同破壞壓力下內場壓力時序曲線（CCH=1.77%）Fig.2 Internal Δp-t profiles under different burst pressure (CCH=1.77%)

圖3 不同超壓峰值對應的火焰行為Fig.3 Flame behaviors coupling with different overpressure peaks

圖4 不同破壞壓力下的超壓荷載振蕩Fig.4 Pressure oscillations under different pST

圖5 壓力荷載振蕩階段的火焰行為（pST=10 kPa）Fig.5 Flame behaviors during pressure oscillations(pST=10 kPa)

當超壓降低至第2個波谷后，外部爆燃已經具有一定強度，所產生反沖氣流進一步增強了容器內的湍流強度，油氣進一步燃燒，壓力再次升高并于0.0402 s到達第3個波峰（圖4中D時刻），超壓大小為0.914 kPa，此時外部火球范圍進一步擴大，形成蘑菇云狀火焰。

以圖4中pST=10 kPa的超壓時序曲線結合圖5中火焰行為可得：外部爆燃產生的反向氣流會增強容器內的湍流強度，并與火焰相互耦合，使火焰面積增大并加劇了油氣的燃燒，從而使超壓升高；但劇烈的燃燒也促進了容器內氣體的外泄，增強了泄放強度，形成負壓從而使超壓降低，從而使得容器內形成一個周期性的超壓荷載振蕩。

另外超壓振蕩頻率和持續(xù)時間均受pST影響，如圖6所示，隨著pST升高，振蕩持續(xù)時間呈負指數規(guī)律衰減，而振蕩頻率則呈對數規(guī)律升高。這是由于較大的pST會形成更大的憋壓，增強了弱頂面破壞后的泄流加速效應，泄放的油氣在未完全擴散的情況下就被引燃，增大了外部爆燃強度；從而使外部爆燃與泄放負超壓的耦合強度增強，但持續(xù)時間減少，最終使振蕩頻率增大，振蕩持續(xù)時間縮短。

圖6 壓力振蕩參數與初始破壞壓力的關系Fig.6 Relationship between pressure oscillation parameters and pST

2.1.3 破壞壓力對超壓發(fā)展過程中各分階段的持續(xù)時間的影響 從圖2中可以看出，在不同pST內場壓力時序曲線具有一定相似性，但不同階段的持續(xù)時間又有所差異，以正超壓峰值和振蕩現象出現和消失的時間點作為分界點，定義超壓發(fā)展過程中的分階段Stage 1～Stage 4如下。

Stage 1：從點火到弱頂面破壞的階段，該階段的持續(xù)時間反映了弱頂面約束能力大小，持續(xù)時間越短，弱頂面約束能力越小。

Stage 2：弱頂面破壞到火焰完全泄出的分階段，該階段的持續(xù)時間反映了弱頂面破壞后的泄流強度，持續(xù)時間越短，泄流強度越大。

Stage 3：從火焰泄出到外部爆燃強度最猛烈的分階段，該階段的持續(xù)時間反映了外部爆燃發(fā)展速率，持續(xù)時間越短，外部爆燃發(fā)展速率越快。

Stage 4：外部爆燃引發(fā)的反向氣流和泄放慣性引發(fā)的負超壓相互作用，從而引起超壓荷載振蕩的分階段，該階段的持續(xù)時間反映了外部爆燃對容器內流場擾動的持續(xù)時間，持續(xù)時間越短，說明外部爆燃對容器內的擾動越小。

表2給出了各個分階段的持續(xù)時間，從表2可得，隨著pST升高，超壓發(fā)展過程中各個分階段持續(xù)時間具有較大差異，主要體現在：①Stage 1（破膜階段）的持續(xù)時間逐漸增長；②Stage 2～Stage 4（泄流、外部爆燃、壓力荷載振蕩階段）的持續(xù)時間逐漸縮短；③隨著破壞壓力的升高（pST≥5 kPa后），外部爆燃階段（Stage 3）逐漸消失。

表2 內場超壓各階段的持續(xù)時間Table 2 Duration of 4 internal pressure stages/ms

產生這種差異性的主要原因在于不同pST影響了從點火到弱頂面破壞階段（Stage 1）的時間，pST越大，Stage 1所持續(xù)的時間越長，憋壓越明顯；而較大的憋壓使得弱頂面破壞后未燃氣體和火焰具有更大的初速度和泄放慣性，加劇了泄流和外部爆燃，大量外泄油氣在短時間內迅速燃燒，泄流和外部爆燃過程的持續(xù)時間均變短；甚至此時外部爆燃產生的反沖力不足以對容器內產生明顯擾動，進而又導致壓力振蕩階段的持續(xù)時間縮短甚至逐漸消失，因此Stage 1持續(xù)時間增長，Stage 2～Stage 4持續(xù)時間縮短。

2.2 不同破壞壓力下外場超壓荷載時序變化規(guī)律

2.2.1 不同破壞壓力條件下的外場超壓時序曲線的整體變化規(guī)律 圖7給出了不同pST下外部壓力的整體變化規(guī)律，外部測點（PT2）超壓時序曲線有較強的相似性，其超壓整體時序變化規(guī)律為“正超壓峰值→負超壓峰值→壓力回升→持續(xù)負超壓”[25]。

以pST=30 kPa為例，在點火初期，由于弱頂面未被破壞，該時間段內外部壓力為零；當弱頂面破壞后，油氣外泄發(fā)生外部爆燃，超壓升高并形成正超壓峰值，大小約為4.7 kPa；隨著外部油氣燃燒，大量低密度燃燒產物的擴散膨脹誘導產生稀疏波，從而形成負超壓峰值，大小約為-1.2 kPa；當外部爆炸結束后，殘余油氣的燃燒形成上升熱流，使氣體密度降低，進而形成持續(xù)時間較長的負超壓。

圖7 不同破壞壓力下內場壓力時序曲線（整體）Fig.7 External Δp-t profiles under different burst pressure(integrated process) (CCH=1.77%)

2.2.2 不同破壞壓力外部超壓荷載的細節(jié)變化 為分析不同pST下外部超壓時序關系的差異性，圖 8給出了不同pST下，外部超壓局部時間段的變化曲線。圖8顯示隨著弱頂面破壞壓力的升高，外部最大超壓值逐漸增大，正超壓峰值個數先增多再減少，超壓荷載振蕩先增強后減弱。

當pST較小時（pST=0和2.5 kPa），超壓時序曲線相對平滑，正超壓峰值只有一個，即外部爆燃峰值Δp3，大小分別為0.57 kPa（pST=0）和0.71 kPa（pST=2.5 kPa）。較小的pST導致內部憋壓較小，弱頂面破壞時難以形成足夠大的擾動，而且由于破壞時間較早，未形成明顯的火焰加速，泄出的油氣具有充足的時間進行擴散和稀釋，被引燃后其峰值Δp3相對較小。

隨著pST的增大（pST=5，10 kPa），外部超壓荷載呈振蕩狀變化，體現為正負超壓交替出現并形成多個正超壓峰值，此時 Δp1、Δp2、Δp3均出現，其數值分別為0.78、0.59、0.66 kPa（pST=5 kPa）和1.07、0.46、0.54 kPa（pST=10 kPa）。由于弱頂面具備一定的強度，破壞前產生了一定的憋壓，導致破壞時的泄放強度增加從而形成負壓稀疏波，稀疏波與外部爆燃產生的壓縮波在一定時間段內會相互耦合，從而形成正負超壓交替出現的形式。

當pST進一步升高時（pST=20，30 kPa），超壓時序曲線相對簡單化，沒有明顯的壓力振蕩，僅出現兩個峰值Δp1和Δp3，大小分別為1.23、2.04 kPa（pST=20 kPa）和 2.31、4.74 kPa（pST=30 kPa）。較大的pST會形成更大的憋壓，破壞瞬間會形成超壓峰值 Δp1，同時弱頂面破壞瞬間會產生更強的泄放慣性，火焰加速效應更明顯，形成強度大、持續(xù)時間短的外部爆燃，產生了數值更大的超壓峰值Δp3，但由于泄放速度過快，泄放負壓持續(xù)時間段，無法與外部爆燃超壓持續(xù)耦合，因此在較大pST下，超壓時序曲線相對簡單化。

圖8 不同破壞壓力下外場壓力時序曲線（局部）Fig.8 External Δp-t profiles under different burst pressure(local process) (CCH=1.77%)

2.3 破壞壓力對油氣爆炸超壓峰值的影響

在不同pST下，內外場超壓荷載的差異主要體現在以下兩個方面：①不同pST下超壓峰值的個數和主要控制機制有所區(qū)別；②不同pST下內外最大超壓峰值的數值有所差異[29]。表3給出了不同pST時內外超壓峰值的屬性及數值。

表3 不同破壞壓力下超壓峰值Table 3 Pressure peaks under different pST/kPa

從表3可以看出：當pST=0時，內外場僅有一個超壓峰值 Δp3，這是由于弱頂面強度較小，無法充分憋壓，破壞時產生的擾動較小，使得內外場的超壓時序曲線相對簡單，超壓峰值個數少。

當2.5 kPa≤pST≤10 kPa時，此時弱頂面破壞前已經形成一定的憋壓，弱頂面的瞬間破壞也會產生一定擾動，并且形成了持續(xù)時間較長的泄放加速效應，另外外部爆燃產生的壓縮波與氣體泄放形成的稀疏波也相互疊加，產生更大擾動的同時也造成容器油氣發(fā)生局部不穩(wěn)定燃燒，這一系列復雜的過程相互影響最終導致流場發(fā)生復雜變化，從而使超壓峰值Δp1～Δp4均出現。

當pST進一步升高時（20 kPa≤pST≤30 kPa），此時弱頂面破壞前產生了更大的憋壓，破壞瞬間內外壓差更大，已燃氣體會在破壞瞬間加速向口部運動，容器內部形成兩個超壓峰值 Δp1和 Δp2；但由于較大的內外壓差導致泄放慣性過大，加速運動的火焰在極短時間內就會引燃外部相對集中的油氣，使外部爆燃強度大、持續(xù)時間短，無法產生持續(xù)時間較長的擾動，僅形成了Δp1和Δp3。

另外，從表3還可以看出對內場產生明顯影響的超壓峰值 Δp1和 Δp2，對外場產生明顯影響的超壓峰值為Δp3。圖9為內外超壓峰值與pST之間的關系：當pST≤30 kPa時，內部超壓Δp1和Δp2的數值與pST近似呈線性關系；外部超壓Δp3的數值與pST近似呈二次函數關系。

圖9 超壓峰值數值與靜態(tài)破壞壓力的關系Fig.9 Relationship between pressure peak values and pST

從對圖2和圖9的分析中可以得出，隨著pST增加，弱頂面破壞前憋壓也相應增加，從而使 Δp1增大；其次，高強度的弱頂面破壞瞬間內外壓差會更大，從而產生更強的加速效果和泄放慣性，一方面造成較強的擾動，使湍流增強，另一方面使泄放的未燃油氣和已燃氣體密度差變大，氣體體積流量差異更加明顯，形成更大的 Δp2。對于外部爆燃超壓峰值Δp3，當pST較大時，弱頂面破壞前容器內未燃氣體已充分壓縮，泄放的未燃油氣相對集中，而且加速傳播的火焰使得外部的油氣在充分擴散稀釋之前就被引燃，大量油氣在短時間小范圍內劇烈燃燒，形成更大的

3 結 論

當靜態(tài)破壞壓力不同時，含有弱頂面受限空間中油氣爆炸內場超壓時序曲線可分為4種類型，整個爆燃過程中共具有4種正超壓峰值，分別為破膜峰值（Δp1）、泄流峰值（Δp2）、外部爆燃峰值（Δp3）、局部不穩(wěn)定燃燒峰值（Δp4）；外場共形成3種超壓峰值，分別為破膜峰值（Δp1）、泄流峰值（Δp2）、外部爆燃峰值（Δp3）。在小破壞壓力下（0≤pST≤2.5 kPa）內場最大超壓峰值為Δp3，而隨著破壞壓力增大（5 kPa≤pST≤30 kPa），內場最大超壓峰值變?yōu)棣1。

在一定破壞壓力范圍內（5 kPa≤pST≤20 kPa），當弱頂面破壞后，外部爆燃產生的反向氣流和強泄放形成的負超壓相互耦合，受限空間內部會形成周期性壓力荷載振蕩，其振蕩頻率和持續(xù)時間均受破壞壓力影響。另外，隨著破壞壓力的升高，點火到破膜階段持續(xù)時間所占比例逐漸增大，泄流、外部爆燃、壓力振蕩階段持續(xù)時間所占比例逐漸減小。

外場超壓峰值的個數隨著破壞壓力的升高先增多后減少：當0≤pST≤2.5 kPa時，超壓峰值僅有一個（Δp3）；當 5 kPa≤pST≤10 kPa時，Δp1、Δp2、Δp3同時出現，且三者大小基本相同；當 20 kPa≤pST≤30 kPa時，外部有兩個超壓峰值（Δp1和 Δp3），外場最大超壓峰值均由外部爆燃所形成（Δp3）。

受限空間內外超壓峰值大小均隨著pST的升高而升高，但其主要超壓峰值有所不同。內場主要超壓為Δp1和Δp2，其數值均與初始破壞壓力pST呈線性關系；外場主要超壓峰值為 Δp3，其數值與初始破壞壓力呈二次函數關系。

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date:2017-03-07.

Prof.DU Yang,duyang58@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China (51704301) and the Graduate Research Innovation Project of Chongqing (CYB17150).

Effect of static rupture pressure on overpressure loadings of gasoline-air mixture deflagration in confined space with weak roof

WANG Shimao1,DU Yang1,LIANG Jianjun1,ZHOU Yanjie2,LI Guoqing1,QI Sheng1
(1The Army Logistics University of PLA,Chongqing401311,China;2Planning Division of PetroChina Changqing Oilfield Company,Xi’an710018,Shaanxi,China)

The effect of static rupture pressure (pST) on overpressure loadings caused by gasoline-air mixture deflagration was obtained based on experimental research in a vessel with a weak roof.The results showed that Δp-tprofiles under differentpSTwere divided into four types,and the main overpressure peaks were burst peak(Δp1),vent flow peak (Δp2),external deflagration peak (Δp3) and locally instable combustion peak (Δp4).The maximum overpressure peak inside the vessel was Δp3whenpSTwas greater than or equal to 2.5 kPa,however,the maximum overpressure peak was Δp1whenpSTwas greater than or equal to 5 kPa and less than or equal to 30 kPa.For the external overpressure,the maximum overpressure peak was Δp3.Induced by the coupling of external deflagration and negative pressure,pressure oscillation occurred whenpSTwas greater than or equal to 2.5 kPa and less than or equal to 20 kPa,and the frequency as well as the duration of pressure oscillation were related topST.Duration of burst stage showed an increasing trend with the increase ofpST,while duration of venting stage,external deflagration stage,and pressure oscillation stage showed an opposite trend.The value of internal and external overpressure peaks were both proportional topST.With the increase of thepST,the internal pressure peak Δp1and Δp2increased in linear and the external pressure peak Δp3increased in quadratic.

weak roof; confined space; gasoline-air; overpressure; mixture; explosion; experimental validation

X 932

A

0438—1157（2017）12—4865—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20170220

2017-03-07收到初稿，2017-08-30收到修改稿。

聯(lián)系人：杜揚。

王世茂（1990—），男，博士研究生。

國家自然科學基金項目（51704301）；重慶市研究生科研創(chuàng)新項目（CYB17150）。