弱封闭管道向抑爆装置内泄爆对火焰传播特性的影响

常伟达, 汪 泉, 李志敏, 徐小猛, 马宏昊

弱封闭管道向抑爆装置内泄爆对火焰传播特性的影响

常伟达1,2, 汪 泉1,2, 李志敏1,2, 徐小猛1,2, 马宏昊3

(1. 安徽理工大学化学工程学院, 安徽 淮南, 232001；2. 安徽省爆破器材与技术工程实验室, 安徽 淮南, 232001；3. 中国科学技术大学工程科学学院, 安徽 合肥, 230027)

为了探究弱封闭管道向抑爆装置内泄爆对火焰传播特性的影响，在内径120mm、长5.5m不锈钢管道受薄膜约束的开口端放置消爆仓，采集甲烷-空气预混气体的火焰结构、火焰传播速度和爆燃压力等参数。实验结果表明：甲烷-空气预混火焰出现了Tulip火焰结构；消爆仓内放置的抑爆环可以减弱管道内火焰传播时的湍流程度，有效降低了火焰传播速度；实验工况下气体爆燃压力时程曲线均有相似变化趋势，且相同条件下布设消爆仓可以明显衰减“外部爆炸”和“火焰振荡加剧湍流”产生的压力峰值。

甲烷-空气预混气体；消爆仓；爆燃压力；高速摄像；火焰传播速度

随着甲烷等可燃性气体在现代工业和日常生活中的广泛应用，预防和控制可燃气体爆炸灾害已成为亟待解决的工程技术问题，而泄爆是一种有效的减轻灾害手段。GUO等[1]在2个柱形容器上开设对称泄爆口，开展了氢-空气预混气爆炸的泄爆实验；张伟等[2]探究了甲烷-空气预混气在通过管道连接的2个球形容器中泄爆过程的压力变化；王超强等[3]探究了有泄爆口时点火位置对爆炸超压和火焰形态的影响；孙松等[4]在2m×1.2m×0.6m的腔体中研究了大尺寸泄爆构件对不同浓度的乙烯-空气预混气泄爆压力的影响；胡俊等[5]在体积为0.025m3的柱形容器中对多种预混气体开展顶端开口泄爆实验。

现有研究大多集中于在容器上开设泄爆口、泄爆窗等向开敞的环境中泄放爆炸压力，而向抑爆装置内泄爆的相关研究较少。因此，本文开展了弱封闭管道向自制消爆仓内泄爆的研究工作，旨在探究消爆仓对爆燃火焰传播抑制作用机理，研究有无消爆仓条件下火焰运动图像、火焰传播速度、爆燃压力等特性参数情况。

1 实验设计

如图1所示，实验系统由不锈钢火焰加速管道、配气系统、消爆仓、高速摄像机和数据采集系统等构成。火焰加速管道是内径为120mm、长为5.5m的圆柱形管道，在距离管道点火端约130cm处开设尺寸为40cm×7cm的可视观察窗。管道点火端封闭，开口端用2层厚度为0.02 mm的聚乙烯（PE）薄膜封闭。点火电极与KTGD-B型可调式点火器（生产厂家：西安科汇热工技术设计研究院）相连，实验所用点火电压为90V，厂家标注该点火电压对应点火能为3J。实验时先将管道抽至真空，再充入配置好的甲烷-空气预混气体，使管道压力回到1.013 25Pa（1atm）进行实验，甲烷-空气化学计量关系为：

CH4+2（O2+3.76N2）→CO2+2H2O+7.52N2（1）

根据可燃气体当量比（）计算公式[6]和Dalton分压定律配置实验所需气体，如表1所示，将按比例配好的混合气在混气罐中预混3~5h，确保气体混合均匀。

表1 实验配气方案

Tab.1 Components of mixed gas

为了采集管道中的爆燃压力，在管道上布置1支PCB压力传感器（响应时间小于1μs），其距离点火端水平距离为141cm。同时还在管道上布置了6支火焰传感器用于采集爆燃火焰传播速度，它们距离点火端水平距离为226~476 cm（间隔50cm），采集得到的数据均保存在HIOKI8841存储记录仪中。高速摄像机正对管道观察窗拍摄，用于采集爆燃火焰图像，其拍摄速率为2 000fps，并将拍摄的爆燃图像保存在计算机中。

图1 实验测试系统

实验中使用的消爆仓是1个体积为1.53m3罐状的爆炸抑制装置，罐体内部等距离装有3个抑爆环，抑爆环为一种环形多孔声学吸收材料，其主要成分为聚酯纤维棉，消爆仓的内部结构如图2所示。

图2 消爆仓结构图

2 实验结果与分析

2.1 爆燃火焰高速摄像照片分析

图3为实验中各工况下爆燃火焰穿过观察窗时的高速摄像照片，假定火焰前锋进入观察窗的前1幅照片为=0ms时刻。火焰发展初期阶段为层流预混火焰，如图3（a）所示，火焰波阵面进入观察窗的初期时火焰运动速度较小，其火焰波阵面为球面向前传播，随着预混火焰的继续传播火焰波阵面的曲率逐渐变小，在=5ms时变为平面，此时的火焰表面积最小；到=10ms时，火焰波阵面已经开始出现拉伸变形，再继续传播开始形成内凹状火焰，即形成Tulip火焰[7]（为了凸显Tulip火焰特征，部分火焰照片采取图像增强处理）。

从图3（c）中可以看到，火焰在=2ms时波阵面已经形成了内凹状，到=8ms时形成了较为典型的Tulip火焰；到=9.5 ms时，火焰波阵面进一步发生明显的拉伸，显著地增大了火焰表面积，加剧了燃烧反应过程，并且诱导了层流火焰向湍流火焰的转变[8]。

图3 各工况下典型火焰传播结构高速摄像照片

根据Markstein[9]的模型：

式（2）中：为褶皱锋面火焰的局部传播速度，m/s；v为层流火焰传播速度，m/s；为特征长度，m；flame为火焰阵面处的曲率半径，m；flow为流场曲率半径，m。

可知当flow与flame相同时，火焰整体以层流速度传播；但是当flow与flame不同时，局部火焰速度就会发生变化，从而导致火焰面结构发生变化。因此认为流场的流动变化与火焰波阵面之间的相互作用是形成Tulip火焰的重要原因[10]。图3中其它工况下的火焰波阵面在进入观察窗时就已经发生了较大程度的火焰拉伸扭曲，并且火焰褶皱已经变得极其不规则，这可能是由于不同当量比条件和管壁的不光滑等因素，最终造成火焰传播过程中外部特征的差异化[11]。消爆仓主要是作用于破膜后的管道外部火焰爆炸过程，所以并不会对初期火焰结构造成到明显影响。

2.2 消爆仓对爆燃火焰传播速度的影响

图4为各工况下爆燃火焰传播速度曲线，其趋势都是逐渐增大，这是因为随着燃烧反应的进行管道内越来越多的可燃气参与化学反应，并且火焰湍流程度加剧，这些都导致燃烧反应变得更加剧烈，而且布设消爆仓的速度曲线都位于未布设消爆仓的曲线下方。

图4 各工况下爆燃火焰传播速度曲线

图5为各工况下在距点火端226~476cm段内的爆燃火焰传播速度平均值曲线。

图5 各工况下爆燃火焰传播速度平均值曲线

当=0.9、=1.0、=1.1时，爆燃火焰传播速度在无消爆仓的工况下平均值分别为64.16m/s、131.59m/s和64.15m/s。在布设消爆仓的情况下平均值分别为60.51m/s、114.92m/s和40.39m/s，相较于无消爆仓工况下分别降低了5.7%、12.7%和37.0%，说明布设消爆仓可以显著衰减火焰传播速度。由于消爆仓的内部设有3个抑爆环（环形声学吸收材料），对于管道内的气体泄放有一定吸能和缓冲作用[12]，减弱了管道内流场的扰动，进而减弱了管道内火焰传播时的湍流程度，并最终降低了火焰传播速度[10]。在=1.0时爆燃火焰传播速度最大，这是因为在理论当量比条件下，其化学反应最充分，燃烧反应最剧烈。

2.3 消爆仓对爆燃压力的影响

实验中各工况下管道均由2层PE薄膜作为管道开口端的约束材料，其破裂压力与材料强度等参数满足以下关系[13]：

式（3）中：△为膜片两边压力差，Pa；为膜片厚度，mm；为抗拉强度，Pa；为泄压口直径，mm。实验所用PE薄膜为0.02 mm，其出厂标识的抗拉强度约为20 MPa，根据式（3）可以估算出其1层破膜压力为3.3 kPa，2层破膜压力为6.6 kPa。

图6为各工况下爆燃压力时程曲线图。

图6 各工况下爆燃压力时程曲线图

图6中，各工况下爆燃压力时程曲线的发展趋势基本相同，均出现3个压力峰值，不同的是在布设消爆仓后爆燃压力时程曲线的第2、第3压力峰值发生了明显的下降。如图6（a）所示，从未布设消爆仓时的爆燃压力曲线中可知，管内预混气体被点燃，使得管内压力逐渐升高，直到破膜使管内一部分未燃的预混气体冲出管道导致压力下降，出现了第1个压力峰值P1=6.9 kPa，即破膜压力；由于破膜引起管内预混气的流场变化，促使火焰湍流程度增加，导致爆燃压力开始回升，当管内火焰波阵面到达管口时，将破膜时冲出管道的未燃预混气点燃形成“外部爆炸”，阻碍了管道内已燃气的泄放，并产生反向压力波，促使爆燃压力快速上升[4]，产生了第2个压力峰值（P2=13.6 kPa）；当“外部爆炸”结束后，已燃气体向管外快速泄放，造成管道内出现负压，并引发管内可燃气的振荡[14]，而这种振荡又会引起Taylor不稳定现象，使得管内火焰的湍流程度进一步大幅加剧[15]，最终导致第3个压力峰值P3（13.7kPa）的出现；而后随着燃烧反应的结束管内压力最终回到常压。然而，布设消爆仓的第2压力峰值P2（9.3kPa）和第3压力峰值P3（5.3kPa）相较于前者P2（13.6kPa）、P3（13.7kPa）都发生了明显的下降，这是由于消爆仓内部的抑爆环（环形声学吸收材料）上的多孔结构在一定程度上可以淬息管口处的爆燃火焰[16]；并且环形声学吸收材料具有明显降低爆燃火焰压力的作用[12]，使得“外部爆炸”产生的压力波在消爆仓中的3个抑爆环之间多次反射衰减，同时也降低了管内火焰因振荡而加剧的湍流程度，最终使得第2、第3压力峰值分别降低约10%~30%和50%~90%。

2.4 破膜压力分析

图7为各工况下破膜压力曲线图。

从图7中可以看出，在有无消爆仓条件下各工况的破膜压力均大于理论破膜压力（6.6kPa）。这是由于甲烷-空气的预混气体爆燃过程的化学反应较为剧烈，爆炸过程压力上升速率极快，爆炸动载迅速作用于PE薄膜，造成PE薄膜来不及开启去泄放管内压力[6]，进而使实际破膜压力大于理论计算值，因此在实际泄爆设计中不可忽略爆炸动载造成的破膜压力升高现象。

3 结论

通过在管道开口端放置自制消爆仓作为抑爆装置，研究了消爆仓对爆燃火焰传播速度、爆燃压力等特性参数的影响，得到以下主要结论：（1）通过Markstein模型对甲烷-空气预混火焰出现Tulip火焰结构进行了分析，认为流场的流动变化与火焰波阵面之间的相互作用是形成Tulip火焰的重要原因。（2）布设消爆仓使得管道测速段测得火焰传播速度明显降低，消爆仓内的抑爆环对管道内的气体泄放具有缓冲作用，在一定程度减弱了管道内流场的扰动，进而减弱了管道内火焰传播时的湍流程度，并最终降低了火焰传播速度。（3）各工况下的爆燃压力曲线都因“破膜”、“外部爆炸”和“火焰振荡加剧湍流”而产生3个压力峰值，但消爆仓内部的抑爆环上的多孔结构可以淬熄一部分管口处的爆燃火焰，并且“外部爆炸”产生的压力波在消爆仓中的3个抑爆环之间多次反射并衰减，进而降低了管内火焰因振荡而加剧的湍流程度，使得相同条件下“外部爆炸”和“火焰振荡加剧湍流”产生的压力峰值分别降低了10%~30%和50%~90%。

[1] GUO Jin，RUI Shengchao，WANG Changjian. Explosion venting of rich hydrogen-air mixtures in a cylindrical vessel with two symmetrical vents[J].International Journal of Hydrogen Energy, 2017,42( 11): 7 644-7 650．

[2] 张伟,蒋军成,王志荣,江凤伟. 连通容器单/双口泄爆压力特性研究[J].中国安全科学学报,2018,28(08):43-48.

[3] 王超强,杨石刚,方秦,等.点火位置对泄爆空间甲烷-空气爆炸荷载的影响[J].爆炸与冲击, 2018, 38(4):898-904.

[4] 孙松, 王明洋, 高康华, 等. 大尺度泄爆构件对室内爆燃压力影响的实验研究[J]. 爆炸与冲击, 2018, 38(2):359-366.

[5] 胡俊, 浦以康, 万士昕, 等. 柱形容器开口泄爆过程中压力发展特性的实验研究[J]. 爆炸与冲击, 2001, 21(1):47-52.

[6] 王明晓, 邓凯, 管清强, 等. 不同当量比下氢气体积分数对甲烷-氢混合气预混火焰燃烧不稳定性的影响[J]. 航空动力学报, 2018, 33(12):42-49.

[7] 彭忠璟, 熊涛, 段强领, 等. 封闭矩形直管内的天然气/空气预混火焰传播[J]. 燃烧科学与技术, 2016, 22(5):419-425.

[8] 王岳, 雷宇, 张孝谦, 等. 浮力对皱折锋面预混V形火焰的影响[J]. 燃烧科学与技术, 2002, 8(6):493-497.

[9] Markstein, G H. Nonsteady flame propagation[M]. New York: Pergamon Press , 1964.

[10] 陈先锋, 孙金华, 姚礼殷, 等. Tulip火焰形成过程中的细微结构特性[J]. 燃烧科学与技术, 2008(4):350-354.

[11] Yu M, Yang X, Zheng K, et al. Experimental study of premixed syngas/air flame propagation in a half-open duct[J]. Fuel, 2018(225):192-202.

[12] 年伟民, 周凯元, 夏昌敬, 等. 气相爆轰波通过声学吸收壁时强度衰减过程的实验研究[J]. 火灾科学, 2003, 12(2):84-89.

[13] 汪泉, 郭子如, 沈兆武, 等. 有机玻璃方管内可燃气体爆燃压力分布研究[J]. 火工品, 2012(5):18-21.

[14] Guo J, Wang C, Li Q, et al. Effect of the vent burst pressure on explosion venting of rich methane-air mixtures in a cylindrical vessel[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015(40):82-88.

[15] Cooper M G, Fairweather M, Tite J P. On the mechanisms of pressure generation in vented explosions[J]. Combustion & Flame, 1986, 65(1):1-14.

[16] 徐海顺, 高林杰, 苏登. 铝镁合金泡沫抑制甲烷-空气混合物爆炸火焰传播[J]. 中国安全科学学报, 2019(1) :81-86.

The Effect of the Weak Closed-Pipe Venting into Explosion Suppression Device on the Flame Propagation Characteristics

CHANG Wei-da1,2, WANG Quan1,2, LI Zhi-min1,2, XU Xiao-meng1,2, MA Hong-hao3

(1. School of Chemical Engineering, Anhui University of Science & Technology, Huainan, 232001；2. Engineering Laboratory of Explosive Materials and Technology of Anhui Province, Huainan, 232001；3. School of Engineering Science, University of Science and Technology of China, Heifei, 230027)

In order to explore the effect of the weak closed-pipe venting into explosion suppression device on the flame propagation characteristics, the explosion suppression chamber was placed at the open end of the stainless steel pipe with 120mm inner diameter and 5.5mm length, which was subjected to thin film. And flame structure of methane-air premixed gas, flame propagation speed and deflagration pressure were tested. The experimental results show that Tulip flame structure appears in methane-air premixed flame, the explosion suppression ring placed in the chamber can reduce the turbulence flow when the flame is propagated in the pipe, and effectively reduce the speed of flame propagation. Under the experimental conditions, all of the time-history curves of gas deflagration have a similar trend, the laying of the explosion suppression chamber can significantly attenuate the "external explosion" and pressure peak caused by "flame oscillation increases turbulence".

Methane-air premixed gases；Explosion suppression chamber；Deflagration pressure；High-speed camera；Flame propagation speed

TQ560.7

A

10.3969/j.issn.1003-1480.2019.05.014

1003-1480（2019）05-0052-05

2019-08-05

常伟达（1990 -），男，在读硕士研究生，主要从事气体燃爆安全研究工作。

国家自然科学基金项目（11872002, 11502001）。