不同泄壓條件對方管內爆炸壓力特性的影響*

2019-07-30 07:45:22馮夢夢王玉杰陳先鋒

爆炸與沖擊 2019年7期

李乾，馮夢夢，馬力，王玉杰，陳先鋒，何松

（武漢理工大學資源與環境工程學院，湖北武漢 430070）

在石化、煤化及天然氣行業中，可燃氣體泄漏導致的火災爆炸成為主要災害事故[1-2]。為降低腔室或容器等受限密閉空間內可燃氣體爆炸災害的嚴重性，需要通過弱約束結構將容器內的高壓混合氣體泄放到外部環境[3]。爆炸發生后，腔室或容器內壓力從泄爆裝置破壞口泄放，降低腔室或容器內的超壓荷載，保證主體設備的結構安全和功能完整[4]。

針對泄壓口比率[5-6]、可燃氣體濃度[7-10]、點火位置[11-13]對容器內的壓力變化及火焰傳播特征的影響，已開展了大量的數值模擬和實驗研究。任少峰等[5]發現當泄壓口比率大于30%時，爆炸壓力與火焰速度峰值幾乎不受泄壓口比率的影響。孫松等[10]的研究表明，當乙烯體積分數為7%時，泄爆構件的動態泄放壓力和靜態動作圧力之間差值最大。曹勇等[13]認為，相對于前端點火和尾端點火方式，中心點火可以產生更大的內部壓力峰值。除上述因素，泄壓口位置對容器泄爆過程的壓力變化及火焰傳播特征也有重要的影響。師崢[14]對比了泄爆膜分別位于點火端端面、管道中部和遠離點火端端面時的泄爆效果，發現當泄爆膜設置在點火端端面時，管道內超壓峰值最大，泄爆效果最差。陳鵬等[15]得出：當泄壓口距離點火端較遠時，泄壓后管道內壓力先緩慢升高后下降；當泄壓口距離點火端較近時，泄壓后管道內壓力值直接降低，泄爆效果更好。Alexiou等[16]發現，當泄壓口距離點火端較近時，泄爆效果最好，當泄壓口位于管道中部時，泄爆效果最差。

上述針對泄壓口位置的研究中，將泄壓口分別設置在近點火端、管道中部和遠點火端，分析對比3種情況下的泄壓效果。在實際的管道運輸過程中，氣體爆炸發生位置具有不確定性，因此有必要開展關鍵部位附近設置泄壓口的泄爆效果研究。本文中，以泄壓口位置作為研究對象，以壓力測點處作為關鍵部位，利用方形火焰燃燒傳播測試管道，在大長徑比條件下開展泄壓口設置在管道側壁上距點火端不同距離對甲烷/空氣預混氣體爆炸壓力特性的影響實驗，對比分析泄壓口分別設置在壓力測點上游、下游和尾部端面的泄壓效果。

1 實驗

1.1 實驗系統

實驗系統由方形火焰燃燒傳播測試管道系統、配氣系統、高壓點火系統、高速攝影系統、數據采集系統以及同步控制系統組成，如圖1所示。方形火焰燃燒傳播測試管道由3段內壁尺寸均為1.00 m×0.11 m×0.11 m（壁厚2 cm）的管道通過法蘭-螺栓連接，總長3.00 m，總長徑比L/D=27。各段管道前后壁面中間位置處均設置300 mm×100 mm的觀察窗，用以觀察火焰傳播形態。在尾部端面法蘭及管道上壁面距尾部端面水平距離分別為0.25、0.50、0.75和1.25 m處各預留一個直徑2 cm的泄壓口，泄壓口比率（泄壓口面積/管道截面積）為3%，命名為位置1～5。泄壓口封孔材料分別采用單層厚0.09 mm的牛皮紙和單層厚0.05 mm的聚丙烯薄膜（PP）。在管道下壁面距尾部端面水平距離0.5 m處布置一個CYG409型壓力傳感器（量程為0～1 MPa，測量誤差小于5 kPa）。利用一對熔點高達3 422 ℃的鎢針作為點火電極，通過點火變壓器輸出的14 kV高壓擊穿空氣產生的電弧點燃甲烷/空氣預混氣體。采用HIOKI 8861-50型存儲記錄儀中記錄和存儲爆炸壓力數據，采樣速率為10 kHz。采用Fastcam SA1.1高速攝像機記錄火焰傳播圖像，拍攝速率為1 000 s-1。

圖1 實驗系統Fig. 1 Experimental system

1.2 實驗步驟

實驗用預混氣體的配制通過配氣儀完成，其工作原理為：配氣儀分別對通入預混罐內甲烷和空氣進行質量流量控制，使兩種氣體按需要的比例均勻混合。同時，配氣儀預混罐內設置甲烷濃度探頭，實時顯示罐中預混氣體濃度，與質量流量控制方法相互驗證準確性。配氣前，先將管道抽至真空狀態，利用配氣儀控制通入甲烷/空氣預混氣體的濃度，至管內壓力回升至常壓。配氣完成后，在同步控制系統控制下，從點火時刻開始記錄爆炸壓力數據和火焰傳播圖像。改變泄壓條件，重復上面步驟。為保證數據的可靠性，各工況進行3組實驗，當測得爆炸壓力峰值誤差小于5%[17]時，認為該工況數據真實準確。

2 結果與分析

2.1 封閉管道等容爆炸壓力特性

利用方形火焰燃燒傳播測試管道開展不同泄壓膜材料、泄壓膜層數及泄壓口位置對管道內爆炸壓力發展特性影響實驗的前提是，獲取封閉管道內的等容爆炸壓力特性。圖2為封閉管道內等容爆炸壓力特性曲線。從圖2中可以看出，爆炸壓力上升速率曲線存在典型等容爆炸的3個極值[18-19]：側面火焰觸壁產生的極大值（91 ms）、Tulip火焰形成過程中導致的極小值（442 ms）以及湍流火焰加速傳播到尾部封閉端面引起的最大值（581 ms）。爆炸壓力曲線上升對應地分為4個階段：（1）點火后絕熱燃燒階段（0～91 ms），爆炸壓力曲線呈拋物線形上升并于91 ms達到約 15 kPa；（2）91～397 ms，爆炸壓力曲線呈現近似一階線性上升形態；（3）397～537 ms，爆炸壓力曲線出現階梯型平臺；（4）537 ms以后，爆炸壓力曲線呈現指數上升形態，并于605 ms達到爆炸壓力峰值311 kPa。

圖2 等容爆炸壓力特性曲線Fig. 2 Pressure and its rise rate at constant volume

受管道觀察窗尺寸影響，未能記錄火焰發展傳播的全過程，圖3為火焰傳播至中間段和尾部段管道觀察窗處時的火焰形態。在圖3（a）中，在296 ms時火焰鋒面內凹，出現Tulip結構；在圖3（b）中，Tulip火焰結構并未出現，但可以觀察到在534和538 ms時，火焰鋒面變平。在非絕熱燃燒階段，前驅壓縮波在尾部封閉端面發生反射后與火焰相向運動，阻礙火焰向前傳播，火焰出現Tulip結構或鋒面變平。當反射沖擊波在點火端封閉端面處再次發生反射后，與火焰同向運動，加速火焰向前傳播[20]。由于實驗管道長徑比（L/D=27）較大，火焰鋒面受到流場震蕩的影響，呈現出周期性的加速減速傳播現象。

圖3 火焰發展系列圖像Fig. 3 Images of flame propagation

2.2 泄壓膜強度對爆炸壓力特性的影響

在方形火焰燃燒傳播測試管道尾部端面泄壓口（位置1）處，開展不同泄壓膜材料和層數對管道內爆炸壓力特性影響的實驗。實驗中，甲烷濃度選取9.5%，泄壓口封孔材料分別采用單層厚0.09 mm的牛皮紙和單層厚0.05 mm的聚丙烯薄膜（PP），各材料泄壓膜分別選取1層、2層和3層。

泄壓膜強度為[21]：

式中：Δp為泄壓膜破膜壓力，δ為泄壓膜厚度，σ為泄壓膜的抗拉強度，d為泄壓口的直徑。

在泄壓口比率固定的條件下，不同材料泄壓膜的破膜壓力由泄壓膜厚度及抗拉強度決定。相同材料泄壓膜，在泄壓口比率和單層厚度固定的條件下，多層泄壓膜的強度與層數之間存在線性關系[22]。

圖4為封孔材料分別采用牛皮紙和聚丙烯薄膜時，不同泄壓膜層數對應的爆炸壓力曲線。

從圖4（a）中可以看出，泄壓膜采用不同層數的牛皮紙時，各爆炸圧力曲線均呈現相似的上升規律：爆炸起始階段，圧力曲線呈拋物線形上升，并于91 ms時達到約15 kPa，該階段可視為近似絕熱階段。隨后各曲線增長趨勢減緩，在400 ms左右均達到最大泄爆壓力。泄壓膜分別采用1、2和3層的牛皮紙時，最大泄爆壓力分別為68、76和84 kPa，相比于封閉管道等容爆炸壓力峰值分別下降78.1%、75.7%和73.0%。牛皮紙約束泄爆條件下，每增加1層泄壓膜，最大泄爆壓力平均上升8 kPa，平均上升幅度為11.2%。

圖4 不同泄壓膜強度條件下的爆炸壓力分布Fig. 4 Explosion pressure at different pressure relief membrane strengths

圖4 （b）中聚丙烯薄膜約束條件下的爆炸圧力曲線上升規律與圖4（a）相似，泄壓膜分別采用1、2和3層的聚丙烯薄膜時，最大泄爆壓力分別為94、106和119 kPa，相比于封閉管道等容爆炸壓力峰值分別下降69.7%、65.9%和61.7%。聚丙烯薄膜約束泄爆條件下，每增加1層泄壓膜，最大泄爆壓力平均上升12 kPa，平均上升幅度為12.3%。

圖5為牛皮紙約束條件下，各層數泄壓膜對應的爆炸壓力上升速率分布曲線，以封孔材料采用牛皮紙為例，對泄壓膜約束條件下的爆炸壓力特性進行分析。從點火開始到泄壓膜破壞（90 ms）前，在預混火焰與前驅壓縮波的正反饋機制作用下，各層數泄壓膜對應的壓力上升速率增大至極大值，管道內爆炸壓力迅速達到泄壓膜破壞強度。由于實驗采用的泄壓口比率（3%）很小，泄放能力不足以滿足管道內預混氣體爆炸所需要的泄放量，為非平衡泄爆，所以泄壓膜破裂后，管道內的壓力仍將上升。由于管道內的壓力波、未燃介質、火焰和燃燒產物的泄放，壓力上升速率在波動中逐漸向極小值靠近，且未出現類似等容爆炸過程的二次峰值。由此可見，中低壓泄爆過程中，泄壓膜在容器內爆炸壓力尚未發展充分時破裂，可以有效降低爆炸壓力上升速率，防止壓力上升速率二次峰值導致的壓力指數式上升對容器造成結構破壞。

圖5 爆炸壓力上升速率分布Fig. 5 Rate of explosion pressure rise

2.3 泄壓口位置對爆炸壓力特性的影響

在方形火焰燃燒傳播測試管道各泄壓口位置開展泄壓膜約束泄爆實驗，分析泄壓口位置對爆炸壓力特性的影響。實驗中，甲烷濃度選取9.5%，封孔材料分別采用3層牛皮紙和1、2、3層聚丙烯薄膜（PP）。

實驗中，測得爆炸壓力曲線有多個區間極值，但是不同位置泄壓效果通過最大泄爆壓力的大小衡量，因而只取爆炸壓力曲線峰值進行分析。圖6為封孔材料分別采用3層牛皮紙和1、2、3層聚丙烯薄膜，泄壓口設置在距尾部端面不同水平距離時的爆炸超壓峰值分布。可以看出：各泄壓膜約束條件對應的最大泄爆壓力均隨著泄壓口位置遠離尾部端面，呈現Z型規律。當泄壓口距尾部端面水平距離為0.5 m（位置3）時，各曲線均達到最大值，分別為110、105、131和152 kPa，相比于泄壓口設置在尾部端面上，壓力上升幅度分別為30.9%、11.7%、23.6%和27.7%。

圖6 不同泄壓口位置條件下最大泄爆壓力分布Fig. 6 Peak overpressures at different venting locations

由于實驗中各工況采用的泄壓膜強度均較低，在火焰傳播至泄壓口5之前，管道內的壓力已達到各泄壓膜破壞閾值。泄壓膜破裂后，未燃預混氣體泄放衰減前驅壓縮波的能量和動量，反射沖擊波對火焰傳播的阻礙作用減弱，火焰加速傳播。當泄壓口設置在不同位置時，泄壓膜破裂后火焰加速及前驅壓縮波發展距離不同，壓力波、未燃介質、火焰和燃燒產物泄放引起壓力下降速率也不同。

以泄壓膜分別采用3層聚丙烯薄膜和3層牛皮紙為例，對實驗結果做出具體分析。由圖6可知，當泄壓口設置在測點上游（位置3～5）時，曲線隨著泄壓口到點火端距離的增大呈現上升趨勢，分析其原因為：受前驅沖擊波壓縮作用積聚在泄壓口與尾部端面之間的高壓氣體向泄壓口處流動的方向與火焰傳播方向相反，阻礙火焰向尾部端面傳播。隨著泄壓口到點火端距離的增大，火焰到達泄壓口時的速度增大，泄壓口對火焰通過時的泄放作用減小，火焰通過泄壓口后的速度相比于泄壓口距點火端較近時更大。同時，泄壓口下游受前驅沖擊波壓縮的氣體量隨著泄壓口到點火端距離的增大而減小，火焰通過泄壓口后向尾部端面傳播受到的阻礙作用減小，火焰快速傳播對管道內壓力上升起到促進作用。封孔材料采用3層聚丙烯薄膜時，泄壓口設置在位置3～5的最大泄爆壓力分別為130、139和152 kPa；封孔材料采用3層牛皮紙時，泄壓口設置在位置3～5的最大泄爆壓力分別為70、96和110 kPa。

當泄壓口設置在位置3時，圖6中各曲線均出現最大值，其原因為：此時泄壓口與測點位于相同水平距離（距尾部端面水平距離均為0.5 m），泄壓口（測點）下游受前驅沖擊波壓縮作用與上游受燃燒產物膨脹作用驅動的高壓氣體均向泄壓口（測點）處流動，并在泄壓口（測點）附近發生碰撞、反射，產生壓力疊加效應。

封孔材料采用3層聚丙烯薄膜時，泄壓口設置在位置1與2的最大泄爆壓力分別為101、119 kPa；封孔材料采用3層牛皮紙時，泄壓口設置在位置1與2的最大泄爆壓力分別為81、94 kPa。由此可以判斷，當泄壓口設置在測點下游時，泄壓效果優于位置3處，原因為泄壓膜破裂時，火焰傳播還未到達泄壓口附近，燃燒區和泄壓口之間的大量未燃預混氣體在前驅沖擊波的驅動下向泄壓口附近流動，并在火焰傳播至泄壓口前泄放到外部空間。隨著管道內殘留甲烷濃度的不斷降低，燃燒區反應速率下降，進而導致燃燒產物膨脹速率逐漸下降至氣體流出速率，不利于管道內氣體壓力上升。當泄壓口設置位置2時，泄壓口與尾部端面之間積聚的高壓氣體對火焰傳播起到阻礙作用，相比于泄壓口設置在位置1，未燃預混氣體的泄放時間更長，因此最大泄爆壓力較低。封孔材料采用3層牛皮紙和1、2、3層聚丙烯薄膜在位置2對應的最大泄爆壓力分別為81、66、97和101 kPa，相比與泄壓口設置在位置3時壓力分別下降26.4%、37.1%、25.9%和33.6%。

圖7為封孔材料分別采用3層牛皮紙和3層聚丙烯薄膜，泄壓口設置在距尾部端面不同水平距離時的破膜時間分布圖。可以看出：各泄壓膜約束條件下，破膜時間均隨著泄壓口位置遠離尾部端面呈現單調上升的趨勢。由管道氣體流動與燃燒過程之間的正反饋機制[23]可知，燃燒產物膨脹形成的前驅壓縮波在加熱和壓縮火焰前未燃預混氣體的同時，增大燃燒區面積，氣體產物生成速率的增加使管道內的壓力迅速提高。當前驅壓縮波達到泄壓膜動態泄放壓力時，泄壓膜破裂，管道內超壓得到泄放。由于實驗中各工況采用的泄壓膜強度均較低，在火焰傳播至泄壓口5之前，管道內的壓力已達到各泄壓膜破壞閾值。泄壓口距點火端越近，前驅壓縮波作用于泄壓膜的時刻越早，泄壓膜破裂時刻越早。圖6和7曲線規律不一致，表明：泄壓口位置對預混氣體爆炸壓力特性的影響取決于泄壓膜破裂后，未燃預混氣體流動與火焰傳播之間的相互作用。