单侧弱面受限空间油气爆炸超压荷载的实验研究*

王世茂，杜 扬，杨文旭，李国庆，齐 圣，韦世豪，李 蒙

(1.中国人民解放军陆军勤务学院 油料系，重庆 401331； 2.重庆市消防安全技术研究服务有限责任公司，重庆 401120 )

0 引言

油气、天然气等可燃气体具有易燃、易爆、易挥发的性质。近年来，油气、天然气等可燃气体泄漏所导致的爆炸事故时有发生。在当前石油化工工业领域，常见的含有油气危险源的受限空间有油罐、泵房、操作间等，这类受限空间上的门和玻璃窗等结构均可看做单侧弱面结构。当发生油气爆炸事故时，受限空间的弱面结构遭到破坏，进而形成泄放爆炸。

现阶段针对含有弱面的受限空间可燃气体爆炸特征研究主要集中在甲烷、氢气等可燃气体的泄爆特性上。Fakandu和Guo等[1-2]研究了破膜压力对泄爆过程内流场超压荷载变化规律的影响，得到了破膜压力越高内场最大超压峰值越大的结论；Bauwens等[3-6]针对大尺寸受限空间中甲烷和氢气的泄爆过程开展了实验和数值模拟研究，其研究的重点主要针对于初始湍流强度、初始点火位置、初始气体组分对爆炸内场超压荷载和火焰行为的影响规律，并结合实验结果构建了基于大涡模拟的可燃气体爆炸过程的数值计算模型；Schiavetti等[7]研究了双层壁面结构的受限空间内氢气的爆炸模式，主要确定了不同点火位置对双层壁面结构受限空间内氢气爆炸过程的影响规律；Qi等[8]研究了大尺度受限空间内甲烷的泄爆过程，根据峰值个数的不同提出了4种超压时序曲线，并分析了大尺度条件下固有的不稳定燃烧超压峰值。

当前，针对含有弱面受限空间汽油蒸汽爆炸过程的研究已有一定进展，Qi等[9]利用2 L的小型燃烧初步研究了油气的爆炸特性，提出了影响超压峰值的4种关键机制；李阳超等[10]和吴松林等[11]分别针对端部全开条件下和双爆炸口条件下管道内的油气爆炸过程进行了研究。但是针对不同开口、不同点火能条件下的油气爆炸过程的研究，仍较为有限。因此，本文采用92#汽油蒸汽—空气混合物作为实验介质，对单侧弱面受限空间油气爆炸过程进行了实验研究，以期为该类工业设备的安全设计提供实验支撑和理论依据。

1 实验系统与方案

1.1 实验系统

本文中实验系统如图1所示：

图1 实验系统示意Fig.1 Scheme of experimental system

容器尺寸为0.1 m×0.1 m×0.4 m，容器端部设置不同开口率的泄口，用铝箔爆炸膜片对泄放口进行封闭，铝箔片厚度为0.02 mm，不同开口率条件下其破坏压力有所差异，开口率越小，破坏压力越大。为准确测量容器内外场压力变化特征，在容器内部设置压力传感器PT1，容器外部沿竖直方向设置压力传感器PT2，PT3。传感器布置位置如图1所示：PT1安放于容器侧壁上，位于容器中间位置，PT1到容器口部和底部的距离均为0.2 m；PT2安放于容器外场，位于容器中轴线上，PT2到容器口部的距离为0.2 m；PT3位于容器外场，与PT2在同一垂直面上，PT3到容器口部所在平面的垂直距离为0.2 m，到容器中轴线的垂直距离为0.2 m。PT1，PT2，PT3均为ZXP660型传感器，PT1量程为0 ～ 100 kPa，PT2量程0 ～ 20 kPa，PT3量程为0 ～ 5 kPa，压力采集系统为TEST6400，软件为DAP6.13，采样频率为20 kHz，采样误差为±0.3%。利用电火花发生装置进行点火，点火电压1 500 V，点火能范围为0-15 J，误差为±0.1 J。利用真空泵吹扫汽油液体的方式进行配气，通过调整1～4号阀门的开闭完成充入油气和吹扫循环。用高速摄影仪对火焰形态变化过程进行捕捉，采样频率为500 FPS。当完成预定初始参数的实验准备后，利用同步控制器完成点火系统、动态数据采集器、高速摄影仪的同步启动。

1.2 实验方案

以图1所示的实验系统为基础完成不同工况下的汽油蒸汽爆炸实验，每个实验重复3次。初始油气体积分数分布为1.13%到2.59%共7个工况点；初始开口率分别为25%(破口压力为50 kPa)、50%(破坏压力为35 kPa)、100%(破坏压力为27 kPa)；电火花点火杆位于封闭端中心位置，点火能分别为1.5，4.5，7.5，10.5，13.5 J共5个工况点。

2 实验结果及讨论

2.1 不同开口面积下超压荷载变化规律

已有的研究显示，当初始油气浓度为1.60%～1.78%时，油气爆炸的强度将达到最大，爆炸现象最具有典型性和代表性[9-12]。因此，在观察不同开口面积下超压的变化规律时，以油气浓度为1.69%、点火能为1.5 J作为典型工况。

2.1.1 25%和50%开口率条件下超压荷载变化规律

图2和图3给出了初始油气浓度为1.69%、点火能为1.5 J时，爆炸口开口面积25%和50%条件下容器内外超压与火焰形态随时间的变化关系。从图2中可以看出，对于小口条件下(25%和50%开口率)的油气爆炸过程，其内外压力荷载及火焰行为随时间的变化关系具有较高的一致性，其主要特点为：

1)内场超压荷载均只有1个峰值(△PB)，且该峰值产生于爆炸膜破坏瞬间[12]。

2)沿不同方向的外部超压荷载的峰值个数不同，轴向测点(PT2)上具有2个超压荷载峰值(△PB和△PFV)[13-14]，而径向测点(PT3)近具有1个超压荷载峰值。

3)随着开口的增大，外场轴向测点与径向测点的超压峰值的差值减小。

以图2为例，在点火初期，火焰呈层流燃烧的状态，整个火焰锋面呈光滑的球状层流火焰(0.039 s)，此阶段压力上升较为缓慢，整个过程为定容燃烧的状态，火焰面传播范围较小。随着油气的燃烧，内部压力逐渐增大，最终使得弱约束端面被破坏，形成破膜超压PB，同时大量未燃油气瞬间泄放，此时受限空间内部压力达到最大值，大小约为55 kPa。在内部超压的挤压作用和强泄流效应的加速作用下，火焰瞬间拉伸加速，形状发生变化，无法再维持光滑的椭球形(0.051 s)，此时火焰面瞬间加速，其前锋面位置达到0.334 m。

在爆炸膜破坏的瞬间，由于外部环境为静止大气，内部为高压状态的气体混合物，此时内外压力比值大于1，从而诱导形成典型的欠膨胀射流流动[15]。另外，爆炸口附近产生破膜激波PB并以发散方式向外传播，另外泄出的未燃气体瞬间膨胀，油气的泄放导致内部压力降低，当火焰加速冲出泄放口时，先期泄放到容器外部的油气被引燃，由于爆炸面破坏瞬间容器内外有较大的压差，沿轴向形成柱状射流火焰，该火焰持续时间较长，沿轴向传播范围大，沿径向传播范围小，火焰前锋面最大传播范围约为0.81 m。油气燃烧殆尽后，射流火焰熄灭，压力下降至大气压强。

对于受限空间外部的超压，从图2和图3可以看出，在小开口条件下外部轴向测点和径向测点的最大超压值差距较大，在25%开口率条件下轴向和径向的最大超压分别为17.1 kPa和0.81 kPa，前者是后者的21.1倍，二者存在数量级差异；而在50%开口率条件下，轴向和径向的最大超压分别为12.01 kPa和2.05 kPa，前者为后者的5.85倍，二者不存在数量级差异；这说明随着开口率的增加，轴向最大超压与径向最大超压的差值逐渐缩小。

对于轴向测点而言，外部压力峰值主要为破膜超压PB和泄流超压PFV，而由欠膨胀射流冲击引发的PFV是形成较大的超压峰值的主要原因。当爆炸膜破裂后，高速气流从泄放口喷射而出，被点燃后形成小范围的沿轴向的高速喷射火焰，轴向测点向上的超压值主要为泄流超压PFV，即当高速运动的气流冲击到压力测点感应面时，压力值升高，因此超压值较大。而在沿径向上的超压峰值主要为破膜超压PB，即破膜瞬间产生的破膜压力波，同时由于在纵向位置上并无明显的射流冲击，因此难以形成泄流超压PFV。

2.1.2 100%开口率条件下超压荷载变化规律

图4给出了初始浓度为1.69%时，100%开口条件下内外部超压与火焰形态随时间的变化关系。

图4 内外部超压与火焰随时间的变化关系(100%开口率)Fig.4 Relationship of internal and external △P-t profiles and flame behaviors with a large vent opening(100% vent size)

从图4中可以得出，大口条件下汽油蒸汽的爆炸过程具有以下的特征：

1)内部超压随时间的变化更为复杂，具有多个超压峰值，并出现压力荷载振荡和外部爆炸。

2)外部超压数值在同一数量级，有2个超压峰值分别为破膜超压(PB)和外部爆炸超压(PEXT)，而且最大超压峰值由外部爆炸所形成。

与小开口条件类似，大口条件下油气爆炸初期火焰形态同样为光滑球状层流火焰，整个过程为定容爆炸过程(19 ms)。随着内部压力的升高，导致爆炸膜破坏并形成破膜超压PB，大小为31.1 kPa，此时火焰锋面瞬间加速，并出现明显的拉伸变形，前锋面传播至0.36 m处(0.044 s)。

当爆炸膜破坏后，压缩的油气从空间内迅速泄出，在容器外部泄放口附近形成高密度、高油气浓度的预混区域，当从火焰射流点燃外部油气云团后，云团内油气迅速燃烧，引起压力的急剧上升，发生外部爆炸[16]，外部爆炸与泄流相互耦合形成超压峰值PFV&EXT，大小为20.1 kPa，此时火焰沿横向拉伸扩张并形成典型的球状火焰(0.053 s)，火焰前锋面运动至0.62 m。当外部油气被引燃后，一方面引发外部爆炸导致超压升高，另外同时产生反向的冲击力，驱动外部的气体向容器内流动，泄流效应使得容器内压力降低产生负压；而反向流动使容器内湍流强度增加，加剧了油气的燃烧，使得压力升高形成正压，最终导致容器内部产生周期性振荡超压(0.055～0.075 s)。随着燃烧的进行，残余油气完全反应，火焰逐渐熄灭，压力恢复至大气压强。

另外，从图4中可以看出，大口条件下外部超压的控制机制与小口相比有明显的不同，大口条件下外部压力主要受两个因素影响：破膜超压PB和外部爆炸超压PEXT，其中，外部爆炸引发的超压峰值相对较大，但轴向上测点的超压值要略大于沿水平方向上测点的超压值(PT2处的外部爆炸超压峰值为3.2 kPa，PT3处的外部爆炸超压峰值为2.4 kPa)，从能量释放角度来看，超压值大小体现了油气爆炸能量释放量；外部某点附近的油气浓度越大，则油气爆炸释放能量越多，该点处的超压值越大。当爆炸膜破坏时，未燃油气迅速喷出容器，从而诱导产生沿着轴向的强泄流效应，这就使得未燃油气沿轴向扩散。当高速运动的油气喷入相对静止的外部大气时，压力梯度与密度梯度不再平行而是出现了相交，产生斜压效应，使得流场内出现涡旋，涡旋拉伸效应驱动油气沿纵向扩散。沿轴向上的强泄流驱动效应要远大于沿纵向涡旋拉伸效应，因此轴向上油气含量较多，能量释放量大，产生更大的超压值。

2.1.3 不同开口条件下超压与火焰行为关键参数对比

从图2和图3可以看出，不同开口条件下汽油蒸汽爆炸过程关键参数，如超压峰值大小、超压峰值的生成机制、火焰具体形态、火焰最大传播范围等，表1给出了初始油气浓度为1.69%时，3种开口条件下爆炸过程中超压和火焰行为关键参数的对比情况。

表1 关键参数对比

注：“—”代表该超压峰值未出现。

从表1可以看出，不同开口条件下汽油蒸汽爆炸过程中的关键参数相差明显，但最关键的就在于小口(25%和50%开口率)和大口(100%开口率)条件下超压荷载的形成机制具有显著不同。

从内部超压峰值来看，在大口条件下，内场出现外部爆炸超压峰值PFV&EXT，说明外部爆炸与泄流耦合足以影响到内场超压荷载的变化，而小口条件下仅有1个峰值，未出现外部爆炸峰值。从外部超压荷载来看，对于小口条件下轴向测点(PT2)的超压峰值要远大于径向测点(PT3)的超压峰值(在25%和50%开口条件下，PT2和PT3最大超压峰值的比值分别为21.11和5.85)，而在大口条件下，外部不同方向测点超压峰值无明显差异(PT2和PT3的最大超压比值仅为1.33)。从火焰传播的最大距离来看，随着开口的增大，火焰沿轴向传播的最大距离逐渐减小，当开口率为25%时，最大传播距离为0.81 m，而当开口率为100%时，最大传播距离仅为0.62 m。

从25%，50%，100%爆炸超压参数的对比来看，造成大口爆炸和小口爆炸的内外超压与火焰传播距离差异性的根本原因在于外部爆炸的发生。25%和50%开口率条件下爆炸过程为局部射流燃烧的状态，大量未燃油气集中在沿开口的轴向上，形成传播距离较大的高速射流火焰，射流火焰冲击轴向测点PT2，从而导致PT2出现明显的压力峰值PFV；但由于此工况下未发生外部爆炸，故难以导致内场出现第2个峰值PEXT。对于大口条件下的爆炸过程，由于大量油气沿泄放口同时泄出，在外部产生油气云团，促进了外部爆炸的发生，从而导致第2个峰值PEXT的出现，而且在轴向和径向上的外部超压基本在相同数量级上；另外，由于未燃油气在外部的分布相对均匀，故外部爆炸发生后形成沿各个方向同时传播的火球，而不是射流状火焰，因此火焰的最大传播距离较小。

2.2 初始点火能及油气浓度爆炸超压峰值的影响规律

2.2.1 初始浓度对超压峰值的影响规律

图5反映了不同开口条件下爆炸超压峰值随浓度的变化关系，从图中可以看出最大爆炸超压随初始油气浓度呈抛物线形状，可近似用二次多项式进行拟合，如图5所示，而且存在1个临界浓度值1.69%。

图5 超压峰值随浓度的变化关系Fig.5 Relationship between overpressure peaks and concentration

在1.69%初始油气浓度下，爆炸超压达到最大值，低于或高于这个浓度值压力都较小，低于这个临界浓度值时，爆炸压力随初始油气浓度的增大而增大，高于这个临界浓度值，爆炸压力随初始油气浓度的增大而减小。这是由于油气浓度过低，空气过剩，能量释放率较低。随着油气浓度增加，单位质量混合气释放的能量增加，当然压力增加。但当超过该数值，再增加油气浓度，此时油气浓度过剩，形成贫氧反应。增加的能量一部分要传给过剩的油气，当然，热活性也减小。从燃烧化学动力学角度看，如油气浓度相对提高，而活性物质浓度相对降低，影响了反应速度。用容积燃烧理论的观点来看，不同气团中由于油气浓度的相对提高，使气团的反应速度下降。

但是，针对大口条件下的外部爆炸超压峰值而言，当初始浓度为2.12%时，外部爆炸超压峰值PFV&EXT达到最大，这是由于爆炸前的过程会反应掉一部分油气，使泄放到外部油气含量相对不足，因此当初始油气浓度较高时，参加外部爆炸过程的泄放油气总量将处于最佳状态，外部超压峰值所对应的初始油气浓度相对较大。

2.2.2 初始点火能对超压峰值的影响规律

点火能是影响油气爆炸过程中超压荷载峰值的重要参数，已有的密闭空间中单分子可燃气体的爆炸实验显示，点火能对超压荷载的大小有显著影响，甚至会改变爆炸的演变规律，促使爆轰的发生。因此，本文研究了5种初始点火能工况条件下的内外最大超压值，图6给出了初始油气浓度为1.69%时，不同的初始点火能条件下，100%开口率条件下爆炸过程中内外最大超压峰值的变化规律。

图6 点火能对超压峰值的影响规律Fig.6 Relationship curves of ignition energy and pressure peaks

从图6可以看出，随着点火能的升高，爆炸过程中内外最大超压均增大，而且点火能和超压峰值的关系近似可以用线性表达式来拟合。当初始点火能从1.5 J增加值13.5 J，内部最大超压峰值从31.1 kPa增大到37.5 kPa，增加了20.7%；外部最大超压峰值而言(以PT2为例)，超压峰值从这是由于油气爆炸其本质上是链式反应过程，油气爆炸时，引发化学反应链需要提供一定能量，以便断裂碳氢分子中的C—C和C—H共价键。因此，初始点火能越高，提供的能量越多，C—C和C—H共价键断裂的数目越多，从而产生大量活化基团，使得汽油蒸汽爆炸过程总体在一个较高的水平上反应，减少了点火初期的反应孕育过程，加速了爆炸的进行，从而使油气爆炸压力增强。

2.3 点火能和油气浓度对外部爆炸发生的影响规律

不同开口面积下油气的爆炸过程具有不同的规律，对于小口条件下的爆炸过程，爆炸膜破坏后其关键行为为射流燃烧，外部轴向上超压较大而径向上超压较小；对于大口条件下的爆炸过程，爆炸膜破坏后其关键行为为外部爆炸，外部各个位置处超压值不具有数量级上的差异，其大小也较为接近。

外部爆炸是爆炸过程中所发生的1种严重的二次灾害，会对较大范围内的人员和财产造成严重毁伤，因此需要针对外部爆炸发生的关键条件进行研究。本文对于外部爆炸的判断条件为：火焰形态为各个方向传播距离相对一致的火球，外部不同位置测点测得的超压大小基本一致，且内部出现因外部爆炸所引发的超压峰值和压力荷载振荡[2,12]。

图7给出了大口(100%开口率)条件下，不同点火能和不同初始浓度时的爆炸发展模式，从图中可以看出，汽油蒸汽爆炸主要可分为3种模式：无外部爆炸、发生外部爆炸、爆炸膜未破。从图7可以看出，随着初始点火能的增高，外部爆炸工况所对应的初始浓度范围也逐渐扩大。当点火能为1.5 J时，仅有初始油气浓度为1.35%～2.36%时才发生外部爆炸现象，其余浓度工况下未出现外部爆炸；而当点火能增大至7.5 J时，1.13%～2.36%浓度范围内均发生了外部爆炸现象，而且随着初始点火能的增加，发生外部爆炸现象所对应的浓度范围也相对增加。

图7 不同初始条件下油气爆炸发展模式Fig.7 Development mode of venting explosion under different initial conditions

因此可以判断，当初始开口大小确定后，外部爆炸这种关键现象的发生于否，与初始点火能和初始油气浓度具有密切关系，初始点火能越高，外部爆炸发生时所对应的浓度范围越大。

当初始点火能和初始油气浓度均较小时(如1.13%的油气浓度和1.5 J的初始点火能)，点火后相当一段时间内爆炸处于孕育状态，火焰传播速度较慢，而且超压上升较慢，导致膜片破坏前大量的油气在受限空间内部燃烧；膜片破坏后，残余的少量油气在泄放至受限空间外部后迅速扩散，难以形成浓度和密度较大的外部油气云团，故低浓度和小点火能条件下均难以发生外部爆炸。随着初始点火和油气浓度的升高(如1.69%的初始油气浓度和4.5 J的初始点火能)，较高的点火能量会使点火后油气反应迅速且超压升高较快，在较短的时间内爆炸膜就会破裂，而且由于初始油气浓度升高，爆炸膜破坏后大量未燃油气泄放到容器外部，从而形成浓密的油气云团，当外部油气云团被引燃后，短时间内迅速燃烧会形成外部爆炸。当初始油气浓度进一步升高后，由于容器内氧含量不足，导致爆炸强度降低，产生的爆炸压力不足以破坏弱约束结构，因此当初始油气浓度过高时，同样无法发生外部爆炸现象。

3 结论

1)油气爆炸压力波与火焰行为相互影响，具有较强的耦合关系，小口条件下的爆炸过程中的关键现象为射流燃烧，大口条件下的爆炸过程中的关键现象为外部爆炸。

2)小口爆炸内部仅形成1个超压峰值，大口爆炸会形成多个超压峰值，并伴随较强的压力荷载振荡。

3)初始油气浓度和点火能对爆炸过程中的超压荷载有重要影响，最大超压峰值所对应的油气浓度为1.69%，最大外部爆炸超压峰值和最大火焰传播距离对应的初始油气浓度为2.12%。

4)随着初始点火能的升高，受限空间内外爆炸超压均升高，二者近似呈线性关系，而且外部爆炸发生时所对应的初始浓度范围增大。

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