不同角度分叉管道內氫氣-空氣爆轟傳播特性*

喻健良，詹瀟兵，呂先舒，侯玉潔，閆興清，于小哲

（大連理工大學化工學院，遼寧 大連 116024）

分叉管道中的爆轟傳播現象一直受到廣泛關注。在爆轟推進技術方面，特別是脈沖爆轟發動機（pulse detonation engine, PDE），應用分叉管道內爆轟繞射進入下游支管以實現串聯點火起爆，這種起爆方式能有效降低發動機燃燒室內點火能量，縮短起爆時間和距離，促進發動機高效運轉[1-3]。在工業安全防護中，可燃氣輸運管道爆炸事故時有發生，在分叉管路中，爆轟波的繞射傳播會造成分叉口及其下游支管爆炸特征突變，隱含更大危險性和不確定性[4-5]，特別是對于擴散能力強、反應活性高和爆炸極限范圍寬的氫氣。因此，分叉管道內爆轟傳播特征的研究對涉及以氫氣為燃料的工程應用及其管道運輸安全都具有重要意義。

爆轟波由前沿誘導激波與化學反應區耦合而成，而誘導激波又是由入射激波與馬赫桿交替形成的非平面波，因此爆轟波在分叉管道內發生繞射時會出現復雜的傳播現象。學者們圍繞 T 形管道內的爆轟波繞射已做了一系列研究。Guo 等[6]通過煙跡法對預混氣 H2/O2/Ar 爆轟波在橫截面為 40 mm×40 mm T 形分叉管內的繞射傳播進行了研究，發現在分叉管道內爆轟波傳播經歷衰減、解耦、爆轟轉爆燃、重起爆過程。王昌建等[7-8]、Wang 等[9]結合紋影以及數值模擬等方法對流場變化進行了研究，確定了稀疏波對爆轟衰減的影響以及入射激波與壁面碰撞反射誘導二次起爆過程，爆轟失效后在支管下游 4～6 倍管道內徑處重新恢復到自持爆轟狀態。Heidari 等[10]基于 ILES 求解器對爆轟波繞射、解耦和重起爆過程進行了數值模擬，明確了 T 形管道作為擾動源對爆轟波繞射局部變化的影響。Jiang 等[11]對 T 形管道內爆轟失效后重起爆機理進行了進一步分析，發現分叉管道內入射波與壁面碰撞反射形成的橫波數量越多，強度越高，爆轟就越容易在衰減后恢復到自持狀態。盧秦尉等[12]發現當 H2/O2/Ar 混合物中 Ar 體積分數提高到 70% 時，爆轟波經過分叉管道后解耦成爆燃波且不再復耦，這也表明了爆轟強度會影響分叉管道內的重起爆過程。隨著研究的深入，氣相爆轟波經過 90° （T 形）管道繞射進入支管內的衰減和重起爆機理不斷明晰。

但是，現有的研究表明管道的幾何結構也會嚴重影響爆轟波繞射現象，如凝聚相炸藥爆轟波的拐角效應[13-15]和不同曲率彎管內爆轟傳播狀態差異[16-18]等。因此，探究不同分叉角度管道內的氣相爆轟傳播特征的差異，有利于認識分叉結構對爆轟波繞射的影響，并進一步揭示爆轟波繞射機理。然而，目前對氣相爆轟在不同角度分叉管道內繞射現象仍缺乏系統性研究。

因此，本文中對30°、45°和90°（T 形）圓形分叉管道內不同初始壓力下的預混氫氣（H2）-空氣（air）（氫氣的體積分數為29.5% ）爆轟傳播狀態進行實驗研究，分析不同角度分叉管道內爆轟傳播的變化規律，明確管道分叉角度對爆轟傳播的影響，以期為工程應用和可燃氣管道爆炸安全防護提供參考。

1 實 驗

實驗系統如圖1 所示，由密閉實驗管道、配氣系統、高壓脈沖點火系統和控制與數據采集系統 4 部分組成。密閉實驗管道內徑d為52 mm。該實驗管道由點火段、驅動段、過渡段、分叉三通、直通支管、分叉支管和前后端盲板組成。點火段長度為300 mm；驅動段長度為1 300 mm，內置Shchelkin 螺旋管；過渡段長度為1 000 mm。實驗中分別采用分叉三通連接主管和支管，其中分叉三通的分叉角度α 為30°、45° 和 90°。點火段采用 10 kV 雙頭高壓電極點火，點火持續時間為1.0 s。燃燒波經過驅動段內螺旋管加速后在分叉三通前形成爆轟波，并經過分叉三通向下游直通支管和分叉支管內傳播。配氣系統由真空泵、高壓氣瓶、預混氣瓶、壓力表以及高壓軟管和閥門等組成。在預混氣瓶和實驗管道中配氣時，壓力通過2 個精度相同的精密數字壓力表監測，壓力表量程分別為-10 0 ～2 0 00 k P a 和-100～500 kPa，滿量程精度為 ±0.1%。為了確定不同角度分叉管道主管和支管內的爆轟傳播特征，根據實驗工況對火焰傳感器 (N1～N13) 間隔 200～400 mm 進行合理布置。

圖1 實驗系統Fig. 1 Experimental system

采用道爾頓分壓法，在預混氣瓶中配置化學計量比氫氣/空氣（29.5% H2/air）預混氣，并靜置 24 h。使用真空泵對實驗管道抽真空至低于 0.1 kPa，通入預混氣體至既定初始壓力p0，關閉進氣閥，并通過控制與數據采集系統完成點火和數據采集。

預混氣被引爆后，爆炸火焰經過實驗室自制的 DUTA LightDe 型火焰傳感器時，光電二極管接收火焰鋒面向外輻射的光信號，通過轉換電路將其轉化成電壓信號，并通過數據采集系統采集。采集到電壓值開始升高時對應的時間即為火焰鋒面到達火焰傳感器位置的時間。當處于爆轟傳播狀態時，火焰鋒面緊隨爆轟波，因此通過讀取電壓信號即可確定爆轟波到達時間。具體測試結果如圖2 所示，橫坐標表示火焰傳感器接收到光信號的時間，左側的縱坐標表示數據采集系統采集到的電壓信號，右側縱坐標表示火焰傳感器與點火端的距離。計第1 個火焰傳感器接收到光信號為零時刻，隨著火焰鋒面經過火焰傳感器，采集到的電壓依次從0 升高到5.4 V，如圖中各曲線所示。根據相鄰火焰傳感器間距離和響應時間關系，即可計算平均火焰傳播速度，如圖中折線所示。以第3 和第4 個火焰傳感器為例，其距離dx3=300 mm，接收到火焰信號的時間差dt3=0.153 ms，則平均火焰傳播速度v3=dx3/dt3≈1 961.8 m/s。將測得的速度與29.5% H2/air 在298.15 K 以及對應初始壓力下CEA (chemical equilibrium with application) 程序[19]計算的理論爆轟速度相對照，確定爆炸傳播狀態。

圖2 爆炸火焰信號的采集與處理Fig. 2 Acquisition and processing of explosion flame signals

實驗采用煙跡法記錄爆轟波進入分叉管道后的胞格結構變化，薄膜選用厚度為 0.1 mm 的不銹鋼，實驗前將煙熏薄膜固定于管道內既定位置。

2 結果與討論

2.1 分叉管道內爆轟波傳播速度的變化

圖3 為在直管道內不同初始壓力下H2/air爆炸傳播速度變化特征。橫坐標為測點與點火端距離，縱坐標為相鄰測點間的平均速度，圖中2 條虛線分別表示該實驗最低初始壓力（p0=16 kPa）和最高初始壓力（p0=21 kPa）對應的理論爆轟速度，即當p0=16～21 kPa 時，對應理論爆轟速度vCJ=1 922.8～1 929.3 m/s。如圖3 所示，當p0=16 kPa 時，在 2 100 mm 處火焰傳播速度達到約950 m/s（約0.5vCJ），此后速度逐漸降低，未能形成爆轟。當p0=17 kPa 時，2 100 mm 處火焰傳播速度達到vCJ，下游速度在vCJ附近波動。隨著初始壓力繼續升高，速度在vCJ上下波動幅度減小，爆轟穩定性增強。以此判定，在本實驗工況下，以p0=17 kPa 為臨界壓力，當p0≥17 kPa 時燃燒波經過實驗管道驅動段和過渡段后能形成爆轟波。

圖3 直管道內不同初始壓力下爆炸傳播速度變化Fig. 3 Velocity variation of explosion propagation in the straight tube at different initial pressures

圖4 為不同初始壓力下化學計量比 H2/air 爆轟波經過30°、45° 和 90°分叉三通進入直通支管過程中的速度變化，其中陰影部分表示爆轟波在分叉口前的傳播速度。如圖4(a) 所示，當爆轟波經過 30° 分叉三通進入直通支管的過程中，爆轟波傳播速度衰降至最低，隨后逐漸升高。當p0＜30 kPa 時，爆轟波傳播速度存在較大波動，根據速度增長趨勢，重起爆距離（即爆轟波經過分叉口衰減后重新形成爆轟波的距離，用L表示）約為 16d，甚至更長；當p0=30～40 kPa 時，爆轟波傳播速度衰減后恢復至理論爆轟速度的距離明顯縮短，約為 14d；隨著初始壓力進一步升高，爆轟波傳播速度的衰減顯著減弱，同時在直通支管下游 8d左右位置恢復到爆轟狀態。而當爆轟波經過 45° 分叉三通進入直通支管時，如圖4(b) 所示，爆轟波傳播速度同樣呈現先降低后升高的趨勢。其中當p0=18 kPa 時，爆轟波傳播速度波動幅度大，表現出爆轟狀態的高度不穩定性。而隨著初始壓力升高，爆轟波傳播速度變化趨于一致，均在衰減至 1 700～1 800 m/s 后升高，相較于爆轟波經過 30° 分叉三通進入直通支管時的速度衰減程度顯著減小。同時，在直通支管 10d左右完成重起爆過程，并且速度呈持續上升的趨勢，并超過vCJ，表現出明顯的過驅現象。如圖4(c) 所示，爆轟波經過 90° 分叉三通進入直通支管時，爆轟波傳播速度衰減后快速升高，在支管下游(1～2)d距離內完成重起爆過程，隨后爆轟波傳播速度處于波動的不穩定狀態。

圖4 爆轟波經過不同角度的分叉三通進入直通支管過程中的速度變化Fig. 4 Velocity variation of detonation wave through different degree bifurcated tees entering into the straight branch tube

與直通支管相比，爆轟波繞射進入分叉支管時的傳播速度衰減更劇烈，重起爆過程更復雜。圖5(a)所示，爆轟波經過 30° 分叉三通進入分叉支管后，根據初始壓力表現出3 種爆轟恢復特征：當p0=17～21 kPa 時，經過三通爆轟波傳播速度降低至約 1 000 m/s，隨后速度升高，但在距分叉口 12d附近速度呈下降趨勢，說明該初始壓力區間內爆轟衰減后可能無法完成重起爆過程；當p0=25～30 kPa 時，速度衰減呈現與p0=17～21 kPa 相同的規律，但后續速度呈持續上升趨勢；當p0≥35 kPa 時，速度衰減隨著初始壓力升高逐漸減小，并在分叉口后 (12～16)d內速度恢復到vCJ，完成重起爆過程。如圖5(b) 所示，爆轟波經過45° 分叉三通進入分叉支管時的傳播速度以p0=55 kPa 為分界線，當p0＜55 kPa 時，爆轟波經過分叉三通后速度持續下降至 (0.52～0.58)vCJ，但均能在支管下游 18d左右位置恢復到爆轟狀態；當p0≥55 kPa 時，爆轟波傳播速度衰減后持續增加，并在 10d左右恢復到vCJ，完成重起爆過程。如圖5(c) 所示，爆轟波經過 90° 分叉三通進入分叉支管內爆轟衰減明顯減弱，且速度均能在距離分叉口 (3～6)d內恢復至vCJ。在分叉支管內，爆轟波傳播速度同樣表現出波動變化，顯示出明顯的過驅現象以及不穩定狀態。因此，在3 種角度分叉管道內重起爆過程速度波動進一步說明了分叉管道顯著增強了爆轟傳播的不穩定性。

圖5 爆轟波經過不同角度得分叉三通進入分叉支管過程中的速度變化Fig. 5 Velocity variations of detonation wave through different degree bifurcated tees entering into the collateral branch tube

表1 為 30°、45° 和 90° 分叉管道的平面結構以及支管內爆轟衰減和重起爆特征。可以清晰地看到，在3 種分叉角度的分叉管內，爆轟波的繞射都會造成爆轟波傳播速度的衰減，但繞射進入分叉支管時爆轟衰減更明顯，并且在支管下游經過更長的距離完成重起爆過程。同時，從不同角度分叉管道內的爆轟波傳播速度變化特征可以看出，在直通支管內，隨著角度的增大，爆轟波傳播速度衰減程度顯著降低，并且重起爆距離也大幅縮短。由于通過不同角度分叉口進入直通支管后邊界條件一致，均為水平支管，因此認為支管入口面積是影響直通支管內爆轟衰減和重起爆的主要原因，隨著支管入口面積減小，爆轟衰減程度降低，越易于恢復到爆轟狀態。但在分叉支管內表現出的速度變化特征有所不同，在經過 30° 和45° 分叉三通進入分叉支管內爆轟衰減程度基本一致，并且在低初始壓力下，45° 分叉支管內速度表現出連續衰減現象。但隨著分叉角度增大到 90°，爆轟衰減又顯著弱于 30° 和 45° 分叉支管。這表明，分叉支管內不僅受到分叉支管入口面積的影響，也受到支管入口漸擴面變化程度的影響，其中在大的分叉角度內分叉支管入口面積仍是主要因素。與此同時，隨著角度增大，重起爆距離呈現減小的趨勢，表明分叉角度的增大更利于恢復至爆轟狀態。在初始壓力較高時，3 種角度分叉管道內的爆轟波傳播速度衰減程度和重起爆距離差異均縮小，這說明增大初始壓力能降低分叉三通幾何結構對爆轟波繞射的影響程度，并且有利于減弱爆轟的衰減程度和縮短重起爆距離。

表1 直通支管和分叉支管平面結構以及爆轟衰減和重起爆特征Table 1 Plane structures of straight and collateral branch tubes as well as detonation decay and re-initiated characteristics in them

2.2 分叉管道內爆轟胞格結構演化與傳播機制

初始壓力p0=40 kPa 時形成的爆轟波通過 30° 分叉三通分別進入直通和分叉支管過程的速度變化如圖6 所示。當爆轟波經過分叉三通到達直通支管內第 1 個測點時速度衰減至 0.79vCJ，重起爆距離約為7d，而在分叉支管內對應值分別為 0.56vCJ和 11d。該過程中爆轟波在分叉口附近和支管下游240～400 mm 內形成的胞格結構見圖7。在分叉口上游爆轟胞格結構明顯，呈現自持爆轟狀態。當爆轟波傳播至分叉口時，受支管入口突擴影響，爆轟波解耦，胞格結構消失。在直通支管安裝煙熏薄膜的位置爆轟已逐漸恢復，出現入射波和馬赫桿結構，說明隨著入射激波與壁面碰撞反射增強，規則反射逐漸向馬赫反射轉變，并完成重起爆過程。同時，局部出現密集的小胞格結構，反映了爆轟的不穩定狀態。而在分叉支管相同的安裝位置，煙熏薄膜前端呈扇形無胞格結構區，接著出現入射激波與壁面碰撞反射留下的不規則結構，隨后結構逐漸清晰形成大面積細小胞格結構，并表現出不斷擴大的趨勢，表明爆轟已逐漸恢復但傳播并不穩定。速度和胞格結構的演變過程相互驗證了相比于直通支管，分叉支管內的爆轟波繞射使爆轟衰減更劇烈，重起爆距離更長。

圖6 爆轟波在 30° 分叉管道內傳播時的速度變化特征（p0=40 kPa）Fig. 6 Velocity variation of detonation wave propagation in the 30° bifurcated tube at p0=40 kPa

圖7 30° 分叉管道內胞格結構（p0=40 kPa）Fig. 7 Cellular structures in the 30° bifurcated tube at p0=40 kPa

圖8 為p0=40 kPa 下形成的爆轟在經過 30°、45° 和 90° 分叉三通進入分叉支管下游 200～740 mm 內煙熏薄膜記錄的胞格結構演化過程。如圖8(a) 所示，爆轟波繞射進入 30° 分叉支管后，爆轟胞格結構消失，在距離支管口 240 mm 左右出現扇形分界面，隨后的煙熏薄膜局部區域出現入射激波與壁面碰撞反射印記。隨著入射激波與下游壁面的反復碰撞加強，在過渡區域內形成局部小胞格結構，并且面積不斷擴大，胞格逐漸清晰，最終形成更完整的胞格結構，但胞格尺寸大小不一。這說明，爆轟波繞射進入 30°分叉支管時，會受支管入口稀疏波影響，前沿誘導激波與化學反應區分離，爆轟波持續衰減，在 5d左右區域內以爆燃波形式傳播。隨著入射激波與壁面碰撞反射形成更多橫波，同時強度不斷增強，促使規則反射向馬赫反射轉變，從而逐漸完成重起爆過程，形成新的胞格結構，但爆轟并不穩定。如圖8(b) 所示，45° 分叉支管內的胞格結構演化過程經歷從無胞格結構到出現密集小胞格并逐漸形成清晰的胞格結構。與 30° 分叉支管相比，無胞格區域更大，出現均勻胞格結構的位置更滯后，說明 45° 分叉支管內爆轟衰減更顯著。如圖8(c) 所示，90° 分叉支管內的煙熏薄膜初始位置已恢復清晰的胞格結構，因此，判定在煙熏薄膜安裝位置已經形成爆轟，同時尺寸不一的胞格結構也說明爆轟處于不穩定傳播狀態。3 種角度分叉支管內胞格演化特征說明爆轟衰減受支管入口面積與支管入口漸擴變化程度共同影響，并且主導因素也會隨著分叉角度增大而發生轉變。在小角度分叉支管內爆轟衰減過程主要受支管入口漸擴程度影響，隨著分叉角度增大，支管入口漸擴程度逐漸提高，爆轟衰減也隨之增強。但當分叉角度超過某個值時（根據實驗結果該角度應大于 45°），支管入口面積成為影響爆轟衰減和重起爆過程的主要因素，因為隨著分叉角度增大，爆轟衰減距離顯著減小，爆轟衰減程度也隨之降低。

圖8 爆轟波經過分叉三通進入分叉支管后的胞格結構演化 (p0=40 kPa)Fig. 8 Cellular structure evolution of detonation wave entering collateral branch tubes through 30°, 45° and 90° bifurcated tees, respectively, at p0=40 kPa

根據3 種角度分叉三通下游爆轟波傳播速度和胞格結構演化過程，以及前人對 T 形分叉管內爆轟波繞射機理的研究[11,20-21]，對不同角度分叉管道內爆轟衰減與重起爆過程進行分析。爆轟波向直通支管內傳播時，爆轟波受到分叉支管入口方向稀疏波的影響，在進入分叉口后，橫波衰減并最終消失，與此同時爆轟波波陣面逐漸彎曲變形，誘導激波與化學反應區分離程度加劇并最終解耦。隨著分叉角度增大，支管入口面積逐漸減小，爆轟波整體受到稀疏波的影響也隨之減弱，爆轟衰減減弱且更易于在支管下游恢復至自持爆轟狀態。但是，爆轟波經過支管入口左邊拐點繞射進入分叉支管時，會產生扇形稀疏波使得爆轟波衰減為爆燃波，隨著分叉角度增大，支管入口的漸擴變化程度也隨之提高，甚至在 90° 情況下轉變為垂直突擴變化，這也導致爆轟波更大程度的扭曲變形。而與此同時，支管入口面積減小，受稀疏波影響距離顯著縮短，爆轟持續衰減距離減小，衰減后的入射激波更快到達支管入口右邊拐點，且傾斜壁面更利于入射激波與壁面碰撞反射，從而爆轟衰減后在更短的距離內完成重起爆過程。因此，分叉支管內的爆轟衰減主要受支管入口面積和漸擴變化綜合因素的影響，重起爆過程主要受壁面碰撞反射強度的影響，即分叉角度越大，越有利于衰減后的入射激波與支管壁面碰撞形成反射，并不斷加強產生橫波，從而推動規則反射向馬赫反射轉變。在入射激波與管道壁面碰撞反射的同時，反射激波誘導高溫高壓，局部發生劇烈的化學反應，放熱量激增，并促使形成爆炸中心，而局部爆炸中心形成的強壓縮波會導致火焰鋒面速度迅速提高，并向前追趕前沿誘導激波，從而造成過驅爆轟現象以及不穩定傳播狀態，表現為傳播速度大于vCJ且波動變化。隨著初始壓力升高，化學反應區內反應速率提高，爆轟穩定性增強[22]，爆轟波繞射受分叉三通幾何結構影響減弱，更有利于爆轟的恢復。

3 結 論

通過對不同初始壓力化學計量比 H2/air 在 30°、45° 和 90° 分叉管道內爆轟傳播特性進行研究，得出以下結論。

(1)當爆轟通過分叉三通時，由于在分叉口處產生稀疏波，導致爆轟波彎曲變形，誘導激波與化學反應區分離解耦。但隨著支管下游壁面邊界條件的恢復，入射激波與管道壁面碰撞反射加強，產生橫波的同時，反射激波誘導高溫高壓，局部發生劇烈的化學反應，放熱量激增，并促使形成爆炸中心，完成重起爆過程。分叉管道內的爆轟衰減是局部現象，直通和分叉支管內均能恢復至爆轟狀態。但與直通支管相比，分叉支管內爆轟波繞射造成誘導激波陣面更大程度的彎曲，加劇了誘導激波與化學反應區分離，使得爆轟衰減更嚴重，同時重起爆距離更長。

(2) 直通支管內，爆轟衰減主要受支管入口面積的影響，分叉角度越大，支管入口面積越小，爆轟衰減程度就越小。從數據上看，隨著分叉角度增大，直通支管內爆轟波傳播速度衰減依次減弱，同時重起爆距離也顯著縮短。

(3) 在分叉支管內，爆轟衰減受支管入口面積與支管入口漸擴程度共同影響。爆轟波經過45° 分叉三通進入分叉支管內爆轟衰減程度相對于 30° 更大，但隨著角度的增加入口面積變為主要因素，其中經過 90° 分叉三通進入分叉支管內的爆轟衰減就顯著低于 30° 和 45° 分叉支管，并且重起爆距離更短。

(4) 隨著初始壓力升高，爆轟穩定性增強，從而顯著降低分叉三通幾何結構對爆轟波繞射的影響，有利于減弱爆轟的衰減和縮短重起爆距離。