綜合管廊燃氣艙結構形式對燃氣爆炸超壓的影響*

夏 微，高 魁,2，喬國棟，田 宇，周云權

(1.安徽理工大學 安全科學與工程學院，安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室，安徽 淮南 232001)

0 引言

城市地下綜合管廊是1種集約式的管線建造模式，其內部綜合了給排水、電力、燃氣、供熱、通信等各種市政管線和設施[1]。燃氣管道泄漏會引起火災、爆炸、中毒等惡性事故，由此帶來的損失是不可估量的。

萬留杰等[2]研究燃氣艙內的甲烷濃度分布得出濃度分布與泄漏位置及風速有關；袁欣然等[3]得出燃氣以波峰波谷的形式對稱擴散，泄漏口位置在防火分區中心最危險；劉希亮等[4-6]研究管廊在燃氣爆炸作用下的動力響應；張書豪等[7]提出維護管廊的安全僅靠通風是不合理的，還要結合截斷和放散措施；王玉琪[8]分析綜合管廊內燃氣泄漏擴散的相關問題，同時研究綜合管廊內的燃氣爆炸問題；孫加超等[9]模擬綜合管廊燃氣艙在不同爆炸荷載下的爆炸情況，獲得管廊的破壞模式、各測點的超壓時程曲線和超壓峰值曲線；田威等[10]通過數值模擬研究燃氣艙在1，5，20，40 kg TNT藥量下的內爆情況；朱邵飛等[11]對巷道內的瓦斯爆炸進行數值模擬研究,分析沖擊波衰減變化規律；Zhu等[12]提出1種表征截面的方法，并發現不同截面隧道中不同長度的甲烷-空氣混合物的最大峰值超壓，呈現各種形式，從駝峰形狀到波浪狀和碗狀；Li等[13]研究隧道內爆炸沖擊波的強度和傳播特性，并分析爆炸沖擊載荷作用下襯砌的有效應力和動力響應；劉中憲等[14]得出在燃氣爆炸荷載作用下，管廊襯砌的損傷破壞具有局部性和弱傳遞性。

文獻調研發現，多數學者對綜合管廊燃氣艙的研究主要集中在燃氣泄漏擴散和燃氣爆炸對管廊結構的破壞影響等問題，而對燃氣在管廊內爆炸產生的沖擊波的傳播規律的研究較少。因此本文采用模擬軟件Fluent19.0對不同結構下的管廊燃氣艙爆炸沖擊波傳播特征進行數值計算，揭示不同情況下爆炸過程中的超壓變化規律。

1 模型參數

1.1 模型設置

燃氣艙簡化幾何模型如圖1所示。簡化燃氣艙為密閉狹長空間，選取燃氣艙的1個通風分區進行研究。通過改變高度、長度、局部開口情況進行研究。采用二維模型進行計算，使用結構網格進行網格劃分，網格尺寸為0.1 m×0.1 m。湍流模型選用RNGk-ε模型，燃燒模型選擇渦耗散模型。采用Pressure-Based，PISO算法求解。

圖1 簡化幾何模型

對模型做出如下假設：

氣體滿足理想氣體狀態；燃氣艙墻面為剛性，不考慮流—固耦合作用；系統絕熱，與外界無熱交換；燃氣爆炸過程為單步反應。

燃氣爆炸沖擊波傳播的氣體動力學過程涉及到質量守恒、動量守恒、能量守恒及燃料組分方程[15]。

1.2 初始條件及監測點設置

爆炸氣體為甲烷空氣混合氣體，甲烷體積分數為9.5%。由于甲烷密度低于空氣密度，因此甲烷氣體會聚集于燃氣艙頂部。為便于計算，將甲烷-空氣混合氣體簡化為濃度均勻的矩形，設置積聚長度為40 m，高度為2 m。點火位置位于燃氣艙模型的左端。每隔10 m在距燃氣艙頂部1.25 m處設置監測點。

2 數值方法驗證

為驗證數值模擬方法的可靠性，搭建實驗裝置進行實驗，同時模擬實驗條件進行數值計算。實驗管道長18 m，在管道中心布置5個測點，距離點火端的水平距離依次為9.5，11.5，13，13.5，15.5 m。采用部分管道填充甲烷空氣預混氣體，部分管道充入空氣進行實驗，點火端閉合，另一端開口。實驗中填充11 m長度的甲烷空氣預混氣體，通過傳感器和數據采集系統獲得各個測點的爆炸超壓。實驗裝置如圖2所示。

圖2 實驗裝置示意

實驗及數值計算所得出的超壓峰值變化曲線如圖3所示。結果表明數值計算結果與實驗結果的變化趨勢是一致的，隨著傳播距離的增加，兩者間的誤差增加，最大誤差不超過10%。模擬所得超壓峰值大于實驗數值，這是由于在數值計算中假設模型絕熱，計算條件較為理想。在真實實驗情況中會由于實驗系統與外界的熱交換及實驗儀器精密度等原因，導致監測數值變小。

圖3 超壓峰值變化曲線

3 結果與分析

3.1 燃氣艙高度對爆炸超壓的影響

建立長為200 m、高度分別為2.5，3，3.5，4 m的數值模型進行計算。不同測點的超壓變化曲線如圖4所示。點火后，燃燒波形成，燃燒波壓縮未燃氣體形成壓縮波，多道壓縮波追趕疊加形成沖擊波。沖擊波從點火端開始向外傳播，各個測點的超壓從左到右依次上升到達第1個峰值；前驅沖擊波通過后，超壓值下降；隨后前驅沖擊波后的壓縮波到達測點，使得測點的超壓值再次小幅上升，之后下降。由于燃氣艙通風分區兩端封閉，因此當前驅沖擊波傳播到右側時會被反射形成反射波，距離封閉端較近的測點會因沖擊波與反射波的疊加作用從而使超壓值突躍至峰值，如圖4(c)所示。沖擊波會在燃氣艙內多次反射，因此超壓變化曲線整體呈現先增加再減小再增大反復振蕩變化的現象。沖擊波到達測點時間隨著燃氣艙的高度的增加而增加，表明沖擊波的傳播速度隨高度的增加而減小。

圖4 不同測點超壓變化曲線

沖擊波傳播時各測點的超壓峰值如圖5所示。圖5表明同一測點的超壓峰值隨著燃氣艙高度的增加而減小，燃氣艙的高度為2.5 m時，10 m處的測點超壓峰值為858.661 6 kPa，約為高度為4 m時的2倍。高度的減小使得火焰向前傳播時湍流增強，增加未燃氣體與火焰的接觸面積，促進分子之間的碰撞，從而提高反應速率，使得超壓峰值增加。隨著高度的增加，超壓峰值曲線由“駝峰狀”逐漸變為兩端高中間低的“盆形”，產生最大超壓的位置轉移到接近點火源的位置。燃氣艙高度對沖擊波傳播過程中產生的最大超壓的影響如圖6所示，隨著高度的增加，爆炸過程中產生的最大超壓逐漸減小，最大超壓與高度呈反比關系。

圖5 超壓峰值變化曲線

3.2 通風分區長度對爆炸超壓的影響

對燃氣艙高為3 m，通風分區長度分別為100，200，300，400 m的情況進行研究。不同長度通風分區情況下，超壓峰值變化曲線如圖7所示。不同通風分區長度情況下，同一測點的超壓峰值重合，說明增加通風分區長度不會加劇燃氣的燃燒反應。通風分區長度分別為100，200，300 m時，超壓峰值曲線呈現先減小后增大的趨勢，均在燃氣艙后段產生突躍，這是由于封閉端產生反射波與沖擊波的疊加作用影響。通風長度為400 m時，超壓峰值在340 m處接近0 kPa，說明在340 m處氣體爆炸產生的沖擊波衰減為聲波，不會在右端防火門處產生突躍。隨著長度的增加，產生最大超壓的位置由右端封閉位置轉移到點火端。長度對最大超壓的影響如圖8所示，爆炸過程產生的最大超壓隨著通風長度的增加先減小后維持平穩。延長通風分區并不會增加爆炸過程中的最大超壓，因此可以在考慮防火的要求下根據實際情況適當延長通風分區的長度。

圖7 不同長度通風分區超壓變化曲線

圖8 長度對最大超壓的影響

3.3 燃氣艙局部開口對燃氣爆炸超壓的影響

建立燃氣艙局部開口模型進行數值計算。燃氣在局部開口和封閉情況下，不同測點的超壓變化曲線如圖9所示。由圖9可知，局部開口情況下產生的超壓小于封閉情況下。觀察超壓峰值產生的時間可知，封閉情況下沖擊波的傳播速度大于開口情況下。局部開口情況下燃氣艙封閉端產生的反射效應對超壓值的影響較小，以測點19為例，封閉情況下經反射疊加后的超壓值約700 kPa，約為2 m開口情況下的2.8倍。不同開口情況下超壓峰值變化曲線如圖10所示。不同情況下超壓峰值曲線的變化趨勢相同，隨著距離的增加，先減小后增大。10 m處，三者的超壓峰值較為接近，隨后由于局部開口泄壓的影響，開口情況下的超壓峰值均低于封閉情況下的超壓峰值。隨著局部開口大小的增加，封閉端沖擊波的反射疊加效應逐漸減弱。

圖9 不同測點超壓變化曲線

圖10 不同開口情況超壓峰值變化曲線

4 結論

1)隨著燃氣艙高度的增加，超壓峰值曲線由先增再減再增的“駝峰狀”變為先減小再增大的“盆形”。爆炸過程中產生的最大超壓隨高度的增加而減小，最大超壓與高度呈反比關系。由于沖擊波反射疊加效應的影響，封閉端產生的超壓較高。建議結合實際工況中，對燃氣艙高度進行合理設計并加強封閉端強度。

2)對不同通風分區長度情況下的超壓變化進行分析，發現長度為100，200，300 m時超壓峰值先減小再增加。長度為400 m時，超壓峰值在340 m處接近0 kPa，氣體爆炸產生的沖擊波衰減為聲波。爆炸過程產生的最大超壓隨著通風長度的增加先減小后維持平穩。延長通風分區并不會增加超壓峰值，因此可以在考慮防火的要求下根據實際情況合理確定通風分區的長度。

3)局部開口的存在使得爆炸氣流能夠自由泄壓。開口大小影響爆炸強度。同一測點，超壓峰值隨著開口的變大而減小。結果表明，開口越大，泄壓效果越好，但由于泄壓會影響到管廊的外部環境，建議實際情況中應考慮管廊的外部情況，確定燃氣艙的開口情況。