模擬立式拱頂油罐內油氣爆炸實驗研究*

蔡運雄，蔣新生，王世茂，余彬彬，王子拓，王春輝，李玉璽

（1. 陸軍勤務學院油料系，重慶 401331；2. 中國空氣動力研究與發展中心空天技術研究所，四川 綿陽 621000）

石油是重要的戰略物資，由于其易燃易爆特性，在石油儲備過程中容易發生火災，由此引發的沸溢、噴濺現象不僅難以撲救，也對周圍事物造成重大危害，發生在儲罐區內的火災還容易導致多個油罐連續爆炸[1-2]。2005 年，英國邦斯菲爾德油庫因設備故障引發油氣爆炸、燃燒，損毀儲罐20 座，40 多人受傷，直接經濟損失2.5 億英鎊[3-4]。2016 年12 月，廣州石化公司的一個5 000 m3汽油儲罐因油氣泄漏引發閃爆，造成8 人傷亡。2020 年6 月，沈海高速溫嶺段一輛液化石油氣運輸槽罐車因側翻導致重大爆炸事故，造成195 人傷亡，直接經濟損失9 477 萬元。2021 年5 月，河北滄州的5 個2 000 m3儲油罐由于防火堤內的切割作業發生火災，噴濺的火焰引起了相鄰儲罐的閃爆起火，直接經濟損失3 872 萬元。發生于儲罐中的爆炸通常伴隨著油氣泄爆現象，沖擊波與火焰的傳播相對復雜，并且兩者之間的相互作用促使爆炸發展更為激烈，由此產生巨大的破壞力。因此，探究立式拱頂油罐中油氣爆炸的發展規律對相關領域的安全防護工程有著十分重要的意義。

當前，有關可燃氣體爆炸的實驗研究多采用氫氣、甲烷和丙烷等單質氣體，關注于氣體體積分數和點火位置等初始條件對爆炸超壓等特性參數的影響。例如，Rui 等[5]在邊長為0.5 m 的立方體容器中開展了一系列氫氣-空氣混合物的泄爆實驗，揭示了點火位置和泄爆壓力對外場超壓峰值與火焰速度的影響規律。Li 等[6]在城市管道人孔結構中利用甲烷/空氣混合物，開展了不同氣體濃度和點火位置等條件下的爆炸實驗，研究表明當甲烷濃度越接近化學當量比并且點火位置越低時，泄爆到外場的沖擊波超壓峰值越大。蘇航等[7]在微小空間中探究了丙烷-空氣混合物以及在加氫情況下的火焰傳播情況，實驗觀察到了光滑、皺褶和斷裂三種火焰鋒面形態。相比于這些單質氣體，油氣混合物的成分較為復雜，但仍然可以借鑒其研究方法來開展油氣爆炸實驗。然而，當前有關油氣爆炸的實驗通常都是在圓形、方形管道或者小型容器中開展的研究。例如，吳松林等[8]在圓柱形管道中開展了電火花、高溫熱壁等不同點火方式下的油氣爆炸研究，指出點火方式對火焰結構、火焰顏色等都有較大影響。Li 等[9-10]在半開口的方形管道中探究了障礙物位置和油氣體積分數對爆炸的影響，分析了超壓變化、火焰傳播以及超壓與火焰之間的耦合關系。Wang 等[11]在20 L 圓形容器中研究了油氣體積分數和泄爆口尺寸對泄爆過程的影響，指出超壓變化和火焰演變存在4 個階段，超壓峰值、火焰速度與火焰傳播距離受到初始條件的影響較大。此外，還有部分學者在不同結構的管道中開展了油氣泄爆研究[12-14]，然而這些研究多是聚焦于容器內部的爆炸發展，較少關注到外場空間的爆炸演變過程，尤其是涉及到外場沖擊波傳播特性的相關研究較為欠缺。而相比于這些管道容器，油料儲罐的結構較為特殊，當罐內發生油氣爆炸時，通常會從側壁與拱頂連接處的一點開始泄爆，然后逐漸擴大直到整個拱頂被掀開。雖然有部分學者針對這種結構形式的容器開展了少量實驗研究[15-16]，但并沒有關注到油氣體積分數對火焰形態，以及點火位置和液位變化對油氣泄爆帶來的影響。然而在實際的油罐爆炸中，這些影響因素都在較大程度上決定了爆炸的威力，因而有必要對此開展全面的研究。

針對目前研究的不足，本文中，以立式拱頂油罐內發生油氣爆炸對周圍事物造成重大危害為工程背景，利用可視化的模擬油罐，系統地開展不同初始油氣體積分數、不同點火位置和不同液位的油氣爆炸實驗，記錄油罐內外場空間超壓參數與火焰形態變化，探索立式拱頂油罐內油氣爆炸的發展規律，以期為相關領域的安全防護工程提供理論支撐。

1 實 驗

1.1 實驗系統

實驗系統如圖1 所示，主要包括油氣爆炸發生的容器，即透明的模擬立式拱頂油罐；構建實驗工況的儀器設備，即油氣產生與循環系統、紅外線分析器、高能無干擾點火器等；探測實驗參數的儀器設備，即動態數據采集系統、高速攝影儀、同步觸發控制器等。其中爆炸容器是根據相似原理，以5 000 m3立式拱頂油罐為原型同比例縮制而成，總高380 mm，內徑500 mm，拱頂曲率半徑600 mm。罐壁采用28 mm 厚PMMA 材質，具有良好透光性。罐底采用10 mm 厚鋼材，罐體設計承壓2 MPa。模擬油罐拱頂采用白鐵皮沖壓成型，與罐壁的連接處進行強度弱化處理，以模擬拱頂的弱連接結構，設定損壞壓力為20 kPa。實驗中采用動態信號測試分析系統，配合使用0～10 kPa 和0～50 kPa 兩種量程的壓力傳感器來采集壓力信號，使用光電型火焰傳感器來采集光照強度信號。其他設備與文獻[10]相同，其中爆炸介質為92 汽油蒸氣與空氣的混合物，點火能量為1.5 J，高速相機拍攝幀率為1 000 s-1。

1.2 實驗內容

針對空罐、25%儲油量、50%儲油量、75%儲油量和100%儲油量等5 種液位情況，分別開展了0.9%、1.1%、1.4%、1.6%、1.7%、1.8%、2.0%、2.3%和2.6%等9 種初始油氣體積分數下的爆炸實驗。對于空罐情況，在最危險油氣體積分數下，開展了4 種不同點火位置的油氣爆炸實驗。當液位變化時，為保證安全，先在油罐下層倒入一定量的水，再在水層上倒入0.05 m 厚的汽油層，控制總液位達到設定值來模擬不同液位下的油氣爆炸。實驗發現，爆炸過程中罐內液體并沒有大量波動，因密度差汽油層始終位于水層之上。而爆炸中主要是上層汽油揮發后參入后續的燃燒，0.05 m 厚的汽油層已經足夠，采用水代替部分汽油對爆炸超壓等特性參數帶來的影響可以忽略。實驗中利用動態數據采集系統和高速攝影儀記錄爆炸超壓和火焰形態的發展過程。如圖2 所示，測點I1～I4 用于放置點火桿，分別為側壁上部、中部、下部和罐底中心位置等4 種點火位置。測點F 用于放置火焰傳感器，測點P1～P3 和P4～P27 分別為油罐內外場壓力測點。I1～I3 和P1～P3 分別位于罐壁兩側的上中下3 個位置，間隔距離為0.2 m。24 個外場測點與油罐側壁同高，均勻分布在6 條夾角60°的直線上，與油罐中心的距離分別為0.65、1.05、1.45 和1.85 m。實驗時周圍環境溫度約為298 K，壓強約為 98.5 kPa，對于每種工況至少重復開展3 次以保證實驗的可重復性。

2 實驗結果與討論

2.1 初始油氣體積分數對油氣爆炸的影響規律

2.1.1 油氣體積分數對超壓參數的影響

油氣爆炸超壓是重要的爆炸特征參數，超壓變化可以直觀地反映出油氣爆炸的發展過程，并衡量爆炸的威力。由于爆炸發展迅速，實驗所用的爆炸容器較小，所以3 個內場壓力測點所測得的超壓數據十分接近。圖3 所示為點火桿位于I4，初始油氣體積分數φCH=1.8%時，3 個內場壓力測點的壓力時序曲線。從圖中可以看出，3 條曲線的變化歷程一致，P1、P2 和P3 處最大值分別為27.61、27.44 和27.55 kPa，誤差不超過0.6%，達到最大值所用的時間都接近于91 ms。由于容器相對較小，爆炸并未發展到爆轟狀態，傳感器所測壓力更多是由于熱量釋放導致容器內壓力的整體提升，另外3 個傳感器的位置比較接近，所以最大值和相應時間都比較接近，即油罐氣體空間內不同位置的壓力變化幾乎一致[11]。所以在下文中，僅選取測點P2 的數據對油罐內場的超壓變化進行分析。

根據內場超壓時序曲線，油罐油氣爆炸的發展大致可以分為3 個階段，分別為超壓上升階段（0～91 ms）、超壓泄放階段（91～101 ms）和超壓振蕩衰減階段（101～180 ms）。在第1 階段，超壓發展由慢而快，火焰對稱發展。在91 ms 時，罐內超壓到達拱頂承受極限，開始泄爆并進入第2 階段。泄爆從拱頂與罐壁的連接處產生，且方向具有隨機性。因為罐內沖擊波經過多次反射在拱頂和側壁連接的角隅處產生了壓力匯聚，并且施加在拱頂的壓力傳遞到連接處時形成了較大的拉伸力。而連接處的強度相對較弱，不同位置的強度并不完全一致，爆炸發生后強度最弱的地方會首先被破壞，然后沿著連接處向兩側擴展，進而使得整個拱頂被掀起。在第2 階段，泄流效應使得罐內超壓迅速降至負值，在101 ms 時產生最大負超壓。泄爆過程中未燃油氣被拋向外場空間，繼續發生強烈的燃燒反應。在第3 階段，超壓保持一定的頻率振蕩衰減，外場空間的油氣混合物進一步燃燒消耗。

由實驗可知，不同油氣體積分數下的超壓變化趨勢相同，都可以用3 個階段來簡單表述，僅在數值和時間上有所區別，表1 所示為不同初始油氣體積分數φCH所對應的油氣爆炸內場最大超壓峰值pin,max、內場最大超壓峰值的形成時間tin,max和內場平均升壓速率(dp/dt)in,ave。可以看出隨著φCH的提升，pin,max先增后減，在φCH= 1.7%時取得最大值31.59 kPa。其中內場最大超壓pin,max實際上就是泄爆壓力，實驗中設定拱頂連接處破壞壓力為20 kPa，是指在升壓相對較慢時的泄爆壓力。但在油氣體積分數不同時，化學反應的激烈程度有所不同，升壓速率差異明顯。而拱頂連接處的破壞屬于動壓破壞，按照塑性變形滯后理論，在爆炸劇烈時，泄爆壓力會更大。

表1 不同初始體積分數下的油氣爆炸內場超壓參數Table 1 Internal field overpressure parameters of gasoline-air mixture explosion at different initial volume fractions

平均升壓速率反映了爆炸發展的快慢，內外場平均升壓速率都可用于衡量爆炸的威力，是重要的爆炸特性參數。其中外場平均升壓速率(dp/dt)ext,ave選用24 個外場壓力測點中最大的超壓峰值pext,max除以發展時間text,max。分析實驗數據發現，外場超壓大小與測點的位置關系密切，在拱頂泄爆方向的超壓數值整體大于其他方向，距離最近測點的數值大于其他數值。所以pext,max實際上就是泄爆方向最近測點的最大超壓峰值，而發展時間text,max是從泄爆開始到形成外場最大超壓峰值所用的時間，(dp/dt)ext,ave也反映了沖擊波在空氣中傳播的快慢。如圖4 所示為(dp/dt)in,ave和(dp/dt)ext,ave與φCH的關系曲線。由圖4 可知，兩者的大致變化趨勢都是隨著φCH的提升先增后減，在φCH=1.7%時取得最大值，分別為0.46 和0.05 MPa/s，分別是φCH=0.9%時的4.6 倍和8.5 倍，是φCH=2.6%時的11.5 倍和15.8 倍。由此可見初始油氣體積分數對爆炸發展的快慢影響很大，φCH=1.7%時的油氣爆炸最危險。而(dp/dt)in,ave比(dp/dt)ext,ave大很多，這與沖擊波在空氣中的快速衰減有關。

2.1.2 油氣體積分數對火焰傳播的影響

不同初始油氣體積分數下爆炸的火焰形態會呈現一定的差異性，但同樣具有一定的規律性，圖5所示為不同初始體積分數下油氣爆炸火焰傳播圖像，選取0.9%、1.4%、1.7%、2.0%和2.6%等5 種體積分數下的火焰傳播圖像進行對比，其中初始油氣體積分數為0.9%的火焰圖像顏色較淺，對圖片亮度進行了調整以便于觀察。

油氣爆炸時，在劇烈的化學反應過程中會有中間產物CH、C2、OH 等自由基生成，這些自由基使得火焰呈現出相應的顏色[17]，從圖5 可以看出，在火焰發展的初始階段，中心呈現橙紅色，是因為在火焰中心沒有外界氧氣的補充，而且溫度較高，靠近中心的碳氫分子受熱產生了C2基，伴隨有碳顆粒的析出，使火焰中心呈現橙紅色[18]。而火焰周圍呈現藍色，是因為反應過程中產生了大量的CH、OH 等自由基，并且不斷有外界氧氣加入，使反應較為充分，其中CH 基使火焰呈現出藍色。在火焰沖出罐外之后，油罐內部靠近壁面處仍有部分未來得及燃燒的油氣混合物繼續反應，所以罐內火焰在短時間里仍然呈現藍色，在氧氣被逐漸消耗之后，自罐底向上，火焰逐漸變為橙紅色。火焰經由破口處泄放到外部空間后，外界氧氣的加入以及泄爆擾動使得反應突然變得劇烈，放出大量的熱，所以火焰在開口處呈現亮白色。

由圖5 中可以看出，當φCH較小時，反應速率較慢但反應充分，即使在黑暗環境中，火焰形態也難以分辨，火焰顏色呈現出較淺的藍紫色。是因為氧的體積分數較高，在反應過程中產生的CH 自由基迅速被消耗，使得火焰鋒面內CH 自由基的體積分數較低，所以火焰顏色較淺。隨著油氣體積分數的提升，罐內火焰顏色由較淺的藍紫色向較深的藍色轉變，進而轉變為藍綠色，再向黃色轉變。這種變化主要是由于罐內油氣體積分數的提升，使得氧含量變少，反應過程中形成的CH、C2等自由基來不及消耗產生累積，自由基的累積使得火焰表現出相應的顏色。當φCH過大時，碳顆粒的析出使得火焰直接呈現出黃色，此時罐內的反應屬于貧氧燃燒，反應緩慢且不充分。另外，當φCH較大時，罐外火焰傳播的更遠。這是因為泄爆時，在浮力和沖擊波的作用下，油罐頂部聚集有大量的未燃油氣混合物，當拱頂被破壞時，這些被壓縮且體積分數較高的混合物隨著沖擊波泄放到罐外空間，與空氣混合繼續燃燒。而φCH越大，泄放到罐外空間的油氣越多，所以罐外火焰傳播得更遠。

表2 所示為不同油氣體積分數下，儲罐內火焰強度的最大峰值Imax與形成時間tmax，為避免換算中引入誤差，其中火焰強度采用火焰傳感器所采集的光照強度信號值代替，用于對比數值大小和定性分析。由表2 可知，隨著φCH的提升，Imax先升再降，然后再升。在爆炸較為激烈的1.7%、1.8%體積分數附近Imax較低，是因為火焰傳感器檢測的是光的照度。結合圖5 可以看出，φCH=1.4% 時，火焰較亮，隨著φCH的提升，在燃燒過程中產生的C2基和碳顆粒逐漸增多，使得火焰變得深暗，所以Imax降低。但在φCH較高時，此時火焰內部碳顆粒更多，使得火焰顏色逐漸變為亮黃色，所以φCH=2.3%和φCH=2.6%時Imax有所提升。Imax的形成時間tmax隨著φCH的提升先減后增，在φCH=1.6% 時取得最小值184 ms，φCH=1.7%時的tmax與之相近。另外，出現火焰強度最大的時刻并不是在超壓上升最快的罐內發展階段，而是在泄爆產生之后，是因為爆炸前期的燃燒反應較為充分，各種自由基消耗較快，火焰顏色較淡。而在泄爆后，火焰鋒面受到一定的擾動作用，鋒面處反應速率加快，熱量釋放增多，因而火焰亮度變高，所以火焰強度最大的時間出現在泄爆后。

表2 不同初始體積分數下油氣爆炸罐內火焰強度最大峰值和形成時間Table 2 Maximum peak flame intensity and time of formation in the tank at different initial volume fractions

2.2 點火位置對油氣爆炸的影響規律

在工程實際中，油罐內出現電火花等點火源的位置并不明確。為了探究點火位置變化對油氣爆炸的影響規律，在空罐情況下，開展了側壁上部、中部、下部和罐底中心位置等4 種點火位置的油氣爆炸實驗，所用油氣體積分數為上文中得出最危險體積分數，即φCH=1.7%。如表3 所示為相關爆炸特性超壓參數，其中pin,max、(dp/dt)in,ave和pext,max都隨著點火位置的下移而呈現增大趨勢，在罐底中間點火時取得最大值，分別為31.59 kPa、0.47 MPa/s 和0.53 kPa，相比于側壁上部點火分別增長了44.2%、38.2%和194.4%。由此可見，點火位置對油罐內場超壓影響很大。其原因是點火位置靠近上面時，沖擊波能夠很快抵達弱連接處，及時泄爆使得超壓上升階段持續時間較短，密閉空間的爆炸轉換為開敞空間的爆炸，爆炸威力無法因憋壓而得到增強。對于外場超壓參數，當點火位置靠近上部時，text,max較小，而沖擊波相對較弱。當點火位置靠近下部時，text,max較大，而沖擊波相對較強。所以(dp/dt)ext,ave并不是隨著點火位置的下移單調變化，但同樣在罐底中間點火時取得最大值0.05 MPa/s，相比于上中下3 個點火位置分別提升了25%、66.7%和66.7%。以pin,max、pext,max、(dp/dt)in,ave和(dp/dt)ext,ave作為衡量指標，油罐底部中心位置點火的油氣爆炸威力最大。所以在實際應用中，當罐內油品用完之后，應及時排空油氣，可采用惰氣置換或者其他方式進行，同時避免罐底產生點火源。

表3 不同點火位置的油氣爆炸超壓參數Table 3 Overpressure parameters of gasoline-air mixture explosion at different ignition locations

圖6 所示為不同點火位置的油氣爆炸罐內火焰傳播圖像，從每種工況的最后一個火焰圖像可以看出，點火位置越靠下，火焰泄放到罐外時罐內火焰鋒面的面積越大，即泄爆時參入反應的油氣混合物越多。結合圖3 可以看出，在超壓上升階段，隨著時間的增加，罐內超壓的增長速度越來越快，也即平均泄壓速率越來越大，這些從側面解釋了為什么pin,max和(dp/dt)in,ave均隨點火位置的下移而增大。另外當點火位置為罐底中心時，拱頂連接處的破壞方向具有不可預測性，但當點火位置在側壁時，拱頂一般從點火位置上方的連接處開始破壞，例如圖6(a)中的68 ms、圖6(b)中的70 ms 和圖6(c)中的72 ms 時刻的火焰圖像，連接處都以這種方式破壞。所以在工程實際中，更容易產生點火源方向的油罐安全距離應該更大。

2.3 液位對油氣爆炸的影響規律

2.3.1 液位對最危險油氣體積分數的影響

在實際應用中，油罐內液位不斷變化，當罐內儲存油料時，油氣爆炸過程中會涉及到液面的變形、液滴的破碎與蒸發等較為復雜的相變過程，對爆炸的發展產生影響。另外，液位變化引起油罐上方油氣混合物的空間發生變化，相當于爆炸容器發生改變。根據課題組的前期研究成果可知，受限空間的容積和形狀變化都對油氣爆炸的發展造成影響[19]。為探索液位不同對油氣爆炸發展和爆炸威力的影響規律，對空罐、25%儲油量、50%儲油量、75%儲油量和100%儲油量共5 種情況，分別開展了9 種油氣體積分數下的爆炸實驗，分析相關參數，為控制無關變量，點火位置均選用圖2(a)中I1 點火位置，壓力參數選用P1 測點數據。

當液位較低時，罐內氣體空間相對于空罐來說變化不大，因而選取75%和100%兩種液位下的數據進行分析，其中100%液位是指到達油罐安全高度的液位，本文以罐壁高度的0.9 倍作為安全高度，在該液位時，油罐上部仍然具有較大的氣體空間。表4 所示為不同液位下不同φCH的爆炸超壓特性參數，由表中數據得到pin,max、pext,max與φCH的關系，分別如圖7～8 所示。

表4 不同液位下不同初始體積分數油氣爆炸內外場最大超壓峰值Table 4 The maximum overpressure peak in the internal and external field of gasoline-air mixture explosion with different initial volume fraction at different liquid levels

由圖7～8 可以看出，無論是75%液位還是100% 液位，隨著φCH的增大，pin,max和pext,max都呈現出先增后減的趨勢，在個別體積分數上有些波動，但不影響總體趨勢，并且都在φCH=1.7%時取得最大值，分別為24.02 和0.22 kPa，22.47 和0.18 kPa。在75%液位下，pin,max和pext,max在φCH=1.7% 時，相比于φCH=0.9% 分別增大了21.9% 和100%，相比于φCH=2.6% 分別增大了20.4%和69.2%。在100%液位下，相比于φCH=0.9% 分別增大了13% 和260%，相比于φCH=2.6%分別增大了11.5%和500%，可見液位變化對pext,max的影響比pin,max要大。通過對其他液位下的數據進行分析，發現其超壓數值表現出同樣的規律。根據前面的分析可知，超壓峰值和平均升壓速率基本都在同一工況下出現。所以以pin,max和pext,max作為衡量指標，φCH=1.7%是油罐在任一液位下的最危險體積分數，即此體積分數下的油氣爆炸威力最大，液位變化對最危險體積分數的取值影響不大。

2.3.2 液位對超壓參數的影響

由表4 可以看出，對應于某一種油氣體積分數，不同液位下油氣爆炸的超壓特性參數具有差異性，例如1.7%體積分數下，75%和100%液位的內場最大超壓峰值pin,max分別為24.02 和22.47 kPa，說明在同一種體積分數下，液位變化對油罐內場超壓具有影響。為了解其影響規律，選取φCH=1.7%時不同液位下油氣爆炸參數進行對比，具體數據見表5。

表5 不同液位油氣爆炸內場超壓參數Table 5 Overpressure parameters inside tank of gasoline-air mixture explosion at different liquid levels

由表中數據可知，隨著液位從0 到100%，tin,max逐漸減小，而pin,max和(dp/dt)in,ave都呈現先增后減的趨勢，在50%液位時取得最大值，為25.40 kpa 和0.43 MPa/s。最大值并不是在空罐時產生，是因為點火位置在I1，發生油氣爆炸時，拱頂是受到爆炸產生的入射沖擊波和罐壁、罐底或液面反射的沖擊波共同作用下才發生失穩的，當液位從0 升到50%時，液位的提升使得氣體空間更小，沖擊波的反射更加迅速，所以在拱頂失穩前的極短時間內，壓力上升更快，平均升壓速率的變化也一樣。因而相比于0 和25%液位，50%液位下的pin,max分別提升了15.9%和9%，(dp/dt)in,ave分別提升了26.5%和16.2%。但是隨著液位繼續提升，從50%到100%，最大超壓峰值逐漸降低，是因為油罐上方氣體空間的減少使得油氣爆炸的發展受限，在油氣爆炸發展的初始階段，受火焰不穩定性和壓力沖擊波的耦合作用，化學反應速率是逐漸加快的。但是當油罐上方氣體空間太小時，油氣爆炸的發展便受到體積限制，使得拱頂過早被破壞，泄壓時間更早。因而相比于50% 液位，75% 和100% 液位的pin,max分別降低了5.4%和11.5%。

液位變化引起油罐上方氣體空間體積產生變化，使得爆炸特性參數發生相應變化。為探究兩者之間的對應關系首先需要計算不同液位下的氣體空間體積，即油氣混合物的體積V。根據模擬油罐的尺寸計算可得，0 至100%不同液位罐內油氣混合物的體積分別為0.069、0.055、0.041、0.026 和0.012 m3，如圖9 所示為φCH=1.7%時，pin,max、pext,max與V的關系。

由圖可知，隨著油氣混合物體積V的增大，pin,max和pext,max均先增后減，在0.041 m3，即50%液位時取得最大值，分別為25.40 和0.27 kPa。對于泄壓爆炸，當點火位置接近泄壓口時，內場的爆炸發展受到空間體積的直接影響，最大超壓峰值受到空間形狀、可燃氣體化學性質等因素的控制。當罐外沒有發生猛烈的油料蒸汽云爆炸時，外場超壓的產生主要是內場爆炸沖擊波泄放到罐外空間造成的，內場超壓越大外場超壓也越大，因而兩者呈現的變化趨勢相同。以pin,max和pext,max作為衡量指標，50%液位是油罐的最危險液位，即此液位下的油氣爆炸威力最大，而且在實際情況下，更可能伴隨有油品的沸濺，引燃周圍物體，進一步造成損害。但是對比表3 可知，當罐內沒有油品時，若點火位置為油罐底部中心，內外場最大超壓峰值分別為31.59 和0.53 kPa，即此時油氣爆炸產生的毀傷力更大，造成兩者不同的主要原因是點火位置的不同，在實際工程中，對于這兩種情況都應該給予足夠的重視。

2.3.3 液位對外場超壓衰減的影響

探究外場沖擊波的衰減對于認識儲罐油氣爆炸的威力十分重要，外場超壓不但與油罐內部油氣體積有關，還與測點位置有關。如圖10 所示為空罐情況下，φCH=1.7%時外場P4～P27 壓力測點的最大超壓峰值分布，其中泄爆方向設為0°。由圖可知，泄爆方向的超壓數值大于其他角度的數值，與泄爆方向的夾角越大，數值通常越小。為了反映爆炸威力的傳播距離，選取泄爆方向的超壓數據分析不同液位外場沖擊波的衰減規律，因此引入比例距離R:

式中：L為外場測點與模擬油罐中心的水平距離，V是模擬油罐中混合氣體的體積。計算可得不同液位時泄爆方向上各測點的比例距離，空罐時，4 個測點的比例距離分別為1.58、2.56、3.53 和4.50；25%液位時，比例距離分別為1.71、2.76、3.81 和4.86；50%液位時，比例距離分別為1.89、3.05、4.22 和5.38；75%液位時，比例距離分別為2.19、3.53、4.88 和6.23；100%液位時，比例距離分別為2.85、4.61、6.36 和8.12，不同液位油氣爆炸外場某一距離下的最大超壓峰值與比例距離的關系如圖11 所示。

由圖可知，不同液位時外場超壓的衰減規律相似，可以采用冪指數公式進行擬合[20,21]。

式中：pext表示油罐外場某一距離下的最大超壓峰值，k為指前因子， α 為衰減系數。

式(3)～(7)分別為0、25%、50%、75%和100%液位的擬合公式，相關系數分別為0.990、0.976、0.976、0.995 和0.973。5 個公式的指前因子分別為0.32、0.37、0.70、0.71 和0.98，衰減系數分別為1.29、1.33、1.47、1.51 和1.65，即隨著液位的升高，油氣混合物體積的減小，兩個參數都呈現增大趨勢，兩者與油氣混合物體積V的對應關系都可以用二次多項式擬合：

擬合公式(8)和(9)的相關系數分別為0.938 和0.978。所以，在不同液位情況下油氣爆炸外場沖擊波超壓峰值與距離和油氣混合物體積的關系可以表示如下：

2.3.4 液下超壓分析

通過對內場不同測點超壓數據的分析發現，當存在液位時，放置于液面以下壓力傳感器測得的數值與液面以上壓力傳感器測得的數值存在一定的差異，接下來以50%液位時的油氣爆炸內場超壓數據進行分析。選用圖2(a)所示P1 和P3 兩個測點的數據，其中P1 所測數據為氣體空間中的爆炸超壓，P3 所測數據為液體空間中的爆炸超壓。由于測點P3 位于液位以下，相比測點P1 多了液體施加的壓強。為了便于對比分析，將測點P3 的數據減去液體壓強，得到如圖12 所示的不同測點的超壓時序曲線，其中φCH=1.7%，點火桿位于油罐側壁上部位置。

根據前文，將油氣爆炸內場壓力發展分為3 個階段：超壓上升階段、超壓泄放階段和振蕩衰減階段。由圖中曲線可知，在超壓上升階段，液位上、下2 個測點的超壓數據都呈現上升趨勢，但是測點P1 的最大超壓峰值要大于測點P3，兩者分別為25.40 和24.53 kPa，相差0.87 kPa，約為測點P1 超壓峰值的3.4%。而測點P1 和測點P3 到達最大超壓峰值的時刻分別為58.8 和62.1 ms，平均升壓速率分別為0.43 和0.40 MPa/s，前者達到峰值的時間稍早，且平均升壓速率稍大于后者。在超壓泄放階段，兩個測點都在短時間內降為負值，但是測點P1 形成最大負超壓的時間早于測點P3，而且兩者的最大負壓數值相差較大，分別為-3.51 和-15.11 kPa，測點P3 的最大負超壓約為測點P1 的4.3 倍。在振蕩衰減階段，測點P1 的超壓數據在第一個振蕩周期里比較雜亂，這與沖擊波在液面的反射和拱頂泄爆的擾動有關，之后超壓緩慢振蕩衰減，逐漸回到零點。而測點P3 的超壓振幅和振蕩頻率明顯大于前者，經過一段時間的振蕩衰減之后回到零點，兩者的振蕩頻率分別約為42.6 和53.8 Hz。

當壓力沖擊波在不同介質中傳播時，介質物理屬性對沖擊波的影響較大[22]，當沖擊波傳播到介質交界面時，會產生擾動，影響沖擊波的傳播，并且不同介質內沖擊波的傳播存在明顯差異[23]。發生于儲罐內的油氣爆炸屬于爆燃，在初始階段受到外界的擾動較少，化學反應速率較慢，火焰鋒面要落后于前驅沖擊波陣面，形成如圖13 所示的雙波三區結構。前驅沖擊波的形成是化學反應區能量釋放的一種方式，前驅沖擊波和火焰鋒面分別以速度Ds和Df傳播，將罐內流場劃分為三個區域，其中0 區的可燃氣體未被擾動，處于初始狀態，1 區的可燃氣體分子經過沖擊波的擾動后參與到化學反應中去，2 區為燃燒后的區域，即燃燒產物的聚集區。壓力波自爆炸中心向四周傳播，到達液面時產生反射波和透射波。由鏡像爆心原理[24]，反射沖擊波可看作是由與爆心關于液面對稱的鏡像爆心所產生的沖擊波，但由于反射削弱作用，其強度要小于入射波。由圖13 可知，點火位置I1 與測點P3 的距離比測點P1 遠，更主要的是液相空間的壓力是由氣相空間傳遞而來的，所以在壓力響應上測點P3 相比于測點P1 具有延后性，但由于模擬油罐的體積較小，兩者時間間隔較短。沖擊波在液面產生的反射，削弱了傳入液體空間的透射沖擊波強度，而且反射沖擊波使得氣體空間的壓強更高。由于液體的黏性比空氣大很多，阻尼系數更高，在沖擊波傳至液面以下超壓測點時，已經消耗了部分能量，所以在最大超壓峰值上，氣體空間的數值大于液體空間。由相關研究可知，沖擊波負壓的形成與稀疏波和介質的慣性有直接關系[25]，當沖擊波到達油罐壁面后會反射得到稀疏波，在介質慣性的共同作用下，該區域空間處于拉伸狀態，即產生負壓。由于氣體和液體的密度、彈性模量等物質屬性相差很大，所以在超壓泄放階段，液位以下測點P3 的最大負超壓明顯低于液位以上測點P1 的數值，負壓的強度更大。在隨后的超壓振蕩衰減階段，由于液體的阻尼系數更高，測點P3 的超壓衰減更加迅速，而且觀察可知，液位以下超壓的振蕩頻率更高，這是因為在液體中沖擊波的傳播速度更快。液相空間的超壓變化在振蕩衰減階段振幅較大、頻率較快，所以當罐內儲存油品而發生爆炸時，罐底板在爆炸振蕩中容易受損。

總的來說，油氣爆炸時，液位上下不同測點超壓變化的總體趨勢相近，但由于沖擊波在氣相和液相之間傳播的差異性，液相空間測點的超壓響應要慢于氣相空間測點，在超壓峰值的形成時間上具有延后性，而且氣相空間的最大超壓峰值稍大于液相空間的最大超壓峰值，液相空間的最大負超壓明顯大于氣相空間的最大負超壓，在超壓衰減階段，液相空間內的超壓振蕩幅值和頻率大于氣相空間，而且衰減更快。在不同液位、不同初始油氣體積分數或者不同點火位置時，液位上下測點的具體數值在大小上有所差別，但是兩者之間的對應規律與之相似。

2.3.5 液位對火焰傳播的影響

當罐內液位發生變化時，液面對火焰的傳播產生影響，但液面的存在并不是簡單地阻礙火焰鋒面的傳播，還涉及到熱量的吸收、液體的相變等一系列復雜的相互作用，這使得存在液位時的火焰發展與空罐情況下的油氣爆炸有所不同。為便于觀察，選取25%和50%兩種液位下的油氣爆炸火焰傳播圖像進行分析，其中拱頂破壞前的火焰傳播與空罐時類似，主要展示破口時和破口后的火焰傳播，如圖14 所示，初始油氣體積分數都為1.7%。

由圖可知，當液位較高時，火焰從破口處泄放的時間更早，這與表5 中液位越高到達最大超壓峰值的時間越短是相對應的，這也顯示了壓力與火焰變化的同步性。如圖14(a)中80 和84 ms 時刻的圖像，在火焰泄放到外場空間時，有部分液體的相變參與反應，這些使火焰傳播與超壓變化變得更為復雜。在25%液位時，部分火焰傳播到罐外空間后，罐內火焰以四分之一球形向前傳播，如圖14(a)中156 ms 時刻。當右側火焰前端傳到罐壁時，受拱頂和罐壁的共同限制，火焰前端開始向下轉折，如圖14(a) 中196 ms 時刻，直到受到液面的限制而停止。在50%液位時，罐內火焰的傳播受到液面的限制更大，如圖14(b)中76 ms 時刻，當火焰前鋒即將接觸液面時，受到馬赫桿的作用[26]，罐內流場與罐壁平行，罐內火焰鋒面逐漸變平。到128 ms 時，罐內火焰鋒面已經變得平整，之后，受到拱頂反射沖擊波的影響，右側火焰鋒面逐漸向下傳播，直到受到液面限制而停止。從火焰鋒面隨時間變化的圖像可以看出，罐內火焰傳播時間越久，鋒面越褶皺，越趨于形成胞格結構[27-28]，其原因是火焰固有的不穩定性以及沖擊波對火焰前鋒的擾動[29-30]。胞格結構的形成增大了鋒面面積，使得燃燒速率大幅提升，讓爆炸發展更為激烈。而更加激烈的爆炸會形成更強的沖擊波和反射沖擊波，在傳播過程中繼續擾動火焰的傳播。當其穿過火焰鋒面時，會在鋒面內產生渦量，增大該區域的湍流度，增加活性自由基團相互碰撞的概率，從而提升化學反應速率，使爆炸發展更為激烈。而在泄爆時，沖擊波的擾動作用還會促進未燃油氣與新鮮空氣的混合，進一步加快爆炸的發展，火焰與沖擊波的相互作用、相互耦合機制貫穿整個油氣爆炸的發展過程。

3 結 論

本文中利用可視化實驗臺架，開展了9 種初始油氣體積分數、4 種點火位置和5 種液位下的油氣爆炸研究，探究了立式拱頂油罐內油氣爆炸的發展規律，主要結論如下。

(1)不同工況下的油氣爆炸內場超壓發展都可以分為超壓上升、超壓泄放和振蕩衰減3 個階段。空罐條件下，內外場平均升壓速率都隨著油氣體積分數的提升先增后減，在1.7%時取得最大值。不同初始油氣體積分數和不同階段下的油氣爆炸呈現出不同的火焰顏色變化，這與化學反應中間產物CH、C2、OH 等自由基的生成和空間分布有關。隨著初始油氣體積分數的提升，罐內火焰顏色由較淺的藍紫色向較深的藍色轉變，進而轉變為藍綠色，再向黃色轉變，火焰的光照強度先上升再下降，然后再上升，在油氣體積分數較高并且在泄爆之后取得最大值。

(2)點火位置對油氣爆炸的影響較大，點火位置越靠下，泄爆越晚，內外場最大超壓峰值越大。罐底中心點火時，內外場平均升壓速率取得最大值，分別為0.46 和0.05 MPa/s。空罐條件下，油罐底部中心位置點火時的油氣爆炸威力最大。