破膜压力对氢气-甲烷-空气泄爆的影响*

2022-12-02王金贵洪溢都

爆炸与冲击 2022年11期

陈昊，郭进，王金贵，洪溢都

（福州大学环境与安全工程学院，福建福州 350108）

掺氢甲烷（氢气和甲烷所组成的混合气体）是未来天然气行业发展的重要方向之一，引起了全球学者的关注与重视。目前，荷兰、法国、德国等国家在城市燃气管道方面开展了天然气掺氢相关项目。然而不可避免的是，向甲烷中掺入氢气可能会增加密闭空间内发生爆炸的严重程度。已经有学者在定容燃烧弹中展开了诸多工作，研究掺氢甲烷-空气混合物的火焰前沿结构及其不稳定性、层流燃烧速度和马克斯坦长度[1-3]。大量的研究表明向甲烷中加入氢气可拓宽可燃极限范围，提高火焰传播速度，并增加压力上升率和爆燃指数[4-10]。Yu 等[11-12]和Wang 等[13]通过实验研究了掺氢甲烷的掺氢比(χ)、掺氢甲烷当量比(ϕ)和管道尺寸对火焰结构、火焰速度以及内部超压的影响。研究发现，郁金香火焰的形成取决于χ、管道的长宽比和管道的形状；例如，只有在 ϕ =0.8 且χ 在0%～50%时，才会在实验中观察到郁金香火焰[11],并且管道越长郁金香火焰越明显[12]。Zheng 等[14]研究了χ 和 ϕ 对500 mm 长含障碍物的管道中掺氢甲烷-空气混合物火焰传播的影响。结果表明，当掺氢甲烷-空气混合物中的χ＜75%时，爆炸超压才会随χ 显著增加，并且在相同情况下，火焰速度也呈现出类似的趋势。Lowesmith 等[15]在一个3 m×2.8 m×8.25 m 的装置内进行了实验，他们发现将χ 增加至50%时，火焰速度和爆炸超压显著增加，此外在受限空间内加入障碍物后，火焰速度和超压也显著增加。

为了降低掺氢甲烷爆炸导致的危害，通常采用泄爆的方式控制受限空间内的爆炸危害。Shirvill 等[16]利用一个3 m×3 m×2 m 的试验装置进行了泄爆实验，研究者发现，当甲烷中掺入小于25%的氢气，不会显著增加爆炸的危险性，爆炸超压与单独使用甲烷的情况相近。Yang 等[17]研究了 ϕ 对掺氢甲烷-空气混合物泄爆的影响。他们发现当 ϕ 在0.6～1.8 的范围内时，能够观察到内部超压的亥姆霍兹振荡，在ϕ≥1.0 时出现声学振荡；随着 ϕ 从0.6 增加到1.8，最大内部超压和最大外部超压都是呈先增大后减小的趋势。Duan 等[18]在相同的通风管道中研究了化学计量χ 的范围从0～1.0 的掺氢甲烷-空气混合物的泄爆。当χ ≤ 20%时能够观察到整个火焰球泡的亥姆霍兹振荡，当χ 从0 增加到1.0 时，最大内部超压和最大外部超压先缓慢增加，然后快速增长。除此之外，研究者还发现χ 会影响掺氢甲烷-空气混合物爆轰波胞格尺寸[19]。此外，研究者发现泄爆和点火位置密切相关。曹勇等[20]在一个圆柱形容器中对不同点火位置条件下氢气-空气预混气的泄爆特性进行研究，得出不同点火位置会显著影响火焰面积、火焰传播速率以及容器内部压力曲线。

上述实验证明了泄爆与χ、ϕ、障碍物分布、容器形状和点火位置密切相关，且爆破压力pv是一个重要影响因素，但是现有研究主要集中在甲烷-空气[21]、氢气-空气[22]、乙烯-空气[23]等单一气体-空气混合物泄爆方面，然而现有的研究尚无法阐明掺氢甲烷-空气混合物的泄爆过程，因此需要进行更加深入的研究，为以天然气和氢气为基础的设备和工厂的安全设计提供依据。基于不同pv下的混合气体泄爆研究成果很少，pv对掺氢甲烷泄爆过程中内部火焰的亥姆霍兹振荡、声学振荡、外部爆炸的形成、内部和外部压力变化及其峰值的影响仍不清楚。为了解决上述问题，本文在一个高1 m 且顶部设有泄爆口的管道中进行掺氢甲烷-空气预混气体泄爆实验，研究0～44 kPa 的pv对火焰演化和管道内外压力变化的影响。

1 实验装置与实验过程

如图1 所示，本次实验采用300 mm×300 mm×1000 mm 的泄爆管道，管道顶部中央有250 mm×250 mm的正方形开口。在管道的正面设有750 mm×300 mm 的窗口，使用高速摄像机(Nac Memrecam HX-3)拍摄火焰图像，拍摄频率为2000 Hz。点火装置位于管道的中心处，点火电极连接15 kV 脉冲电源，点火能量约为500 mJ。将3 个压阻式压力传感器PS1～PS3 分别安装在距离顶部泄爆口875 mm、500 mm 和125 mm 处，记录内部超压，另一个压力传感器PS4 安装在距离管道顶部350 mm 处，用以记录外部超压，压力传感器的量程为0～150 kPa。

图1 实验装置Fig. 1 Experimental apparatus.

用厚度(δ)为10～72 µm 的铝箔封闭泄爆口，并用螺栓将其固定在孔板与管道顶端之间。再根据道尔顿分压定律配置化学计量的掺氢甲烷-空气混合物。氢气与甲烷的体积分数分别为75%和25%。气体配置完毕后静置15 min，最后由同步控制器输出信号，同步触发点火系统、高速相机及压力数据存储记录仪。所有实验均在101 kPa 的初始压力和280 K 的初始温度下重复2 次，结果显示重复性良好。

2 实验结果与讨论

2.1 破膜压力与厚度的关系

首先通过实验测量不同厚度铝箔的破膜压力（pv）。具体步骤如下：首先将一定厚度(δ)的铝箔密封在泄爆口处，使管道内部形成一个封闭的空间，然后随着气体缓慢注入管道，内部压力会逐渐上升，当内部压力超过铝箔的破裂压力时，铝箔破裂。以开始加压为时间零点，图2 为 δ =36 µm 时静态破膜压力测试的压力-时间变化。密闭管道内部超压在135 s 内几乎呈线性增加至约19 kPa，当铝箔破裂后内部超压开始急剧下降。泄爆封口破裂前管道内的压力上升率为8.4 kPa/min，因此根据文献[24]，δ=36 µm 时的破膜压力pv为19 kPa。

如图2 所示，当泄爆封口破裂后，内部压力会急剧下降至负压，然后在环境压力附近以70 Hz 的频率振荡，实验结果表明振荡频率与 δ 几乎无关。这种现象的产生是由于泄放时的气流惯性，同时这种惯性还会加强火焰的振荡，具体原因将在下一节中讨论。图3 总结了不同厚度铝箔的破膜压力。可以明显看出pv与 δ 呈线性增加，在下文中，将取多组实验中pv的平均值来说明 δ 对火焰演化和管道内外压力变化的影响。

图2 δ =36 µm 时静态破膜压力测试的压力-时间变化Fig. 2 Pressure-time history in the static burst pressure test at δ =36 µm

图3 pv 与 δ 的关系图Fig. 3 Relationship between pv and δ

2.2 泄爆过程的火焰演化

图4 为pv=31 kPa 时点火后的火焰演化图像。如图4(a)所示，点火后，火球迅速以球形膨胀。在火焰接触到管道壁后，火球被纵向拉伸呈椭圆体。从图4(c)中可以发现，当泄爆封口破裂时，火球还未到达泄爆口。因此，首先被排出管道的是未燃烧的掺氢甲烷-空气混合物，并在管道外形成可燃云，这种现象已经通过纹影和示踪技术得到了证明[25-27]。在图4(d)～(g)中可以观察到，由于未燃气体的泄放，火焰上锋面向上加速，整个火球也向上运动，当火焰上锋面到达泄爆口时，管道外的可燃气云被点燃，从而产生外部爆炸。通过比较图4(f)和(g)可以发现，在气体泄放的惯性产生负超压及外部爆炸共同作用下，管道内部的火焰锋面突然向下跳跃，随后上下地做活塞式运动。当火焰下锋面接近管道底部时，管道上部和外部的火焰已经基本消失。然而，由于声波-燃烧的耦合作用[28]，在泄爆的最后阶段，管道底部的燃烧会被增强。通过观测不同pv条件下的火焰演变，发现只有pv＝ 0 kPa 和7 kPa 时不存在如图4(j)所示的声波强化燃烧现象。

图4 pv ＝31 kPa 时的火焰图像Fig. 4 Flame images for pv =31 kPa

通过对连续的火焰图像进行测量，可以得到火焰上、下锋面至电极的距离；将连续图像的火焰锋面之间的距离除以连续图像之间的时间(0.5 ms)，就可以得到火焰速度。以点火时刻为时间零点，图5 给出了火焰上、下锋面至电极的距离和火焰速度(其中负值表示火焰锋面向泄爆口相反方向运动)。从图中可以观察到，在泄爆封口破裂前，火焰速度呈振荡趋势进行传播，但是由于浮力作用[29]，火球的纵向拉伸并不是完全对称；当泄爆口破裂时，可以测得上部和下部火焰前沿分别距离电极270 和220 mm。

从图5 中可以直观地看出，当泄爆封口破裂后，火焰上锋面向泄爆口加速，而火焰下锋面的速度开始剧烈振荡，振荡幅度逐渐减弱。整个火球到达泄爆口时，火焰下锋面的速度高达90 m/s。当火焰喷出管道时，在内部负压和外部爆炸的共同作用下，火焰下锋面的速度达到-85 m/s。随着泄爆过程的进行，火焰下锋面速度振荡的幅度会逐渐减小。

图5 pv =31 kPa 时火焰前沿的位置和速度Fig. 5 Flame front location and speed for pv =31 kPa.

2.3 破膜压力对压力-时间变化的影响

图6 给出了pv=14 kPa 时管道内部压力-时间变化曲线，从图中可以明显看到两个压力峰值(p1和p2)以及两种不同类型的振荡(亥姆霍兹振荡和声学振荡)。压力峰值p1的形成是由于管道内部压力不断增大，泄爆封口破裂所导致的，p1的幅值随至泄爆口距离的增加而增大。泄爆封口破裂后火焰下峰面开始做活塞式运动，引起内部超压的亥姆霍兹振荡，在振荡的开始阶段，出现第二个压力峰值p2。从同步的火焰图像中也可以看出，此时火焰下锋面忽然向下运动，压缩了管道底部的气体从而形成压力峰值p2。图5 可以加以佐证，当火焰下锋面的振荡幅度减小，亥姆霍兹振荡的幅度也在不断减弱，这种关联性说明后者会受到前者的影响，火焰下锋面的运动与压缩是p2出现的关键要素。在泄爆的最后阶段出现了声学振荡，这是由于声波在管道底部的拐角处增强了未燃气体的燃烧，火焰图像如图4(j)所示[30]。

图6 pv =14 kPa 时管道内压力-时间变化曲线Fig. 6 Pressure-time history inside the duct for pv =14 kPa.

图7 为不同pv对容器内部压力的影响。当pv≤7 kPa 时只能观察到亥姆霍兹振荡，并没有出现声学振荡，当pv≥12 kPa 时亥姆霍兹振荡和声学振荡会同时出现。不同于碳氢燃料-空气混合气体的泄爆[31]，掺氢甲烷-空气混合气体泄爆产生的亥姆霍兹振荡和声学振荡之间略有重合，两者无明显分界。研究发现，亥姆霍兹振荡频率与管道内混合气体的平均声速成正比[32]，并且随着pv的增加，亥姆霍兹振荡频率也在缓慢增加。这是因为随pv增大，更多掺氢甲烷-空气混合物参与了燃烧反应，从而导致管道内混合气体温度及平均声速升高。此外，图2 中气流惯性引起的频率为70 Hz 的压力振荡，远低于图7 中泄爆过程产生的亥姆霍兹振荡频率。因为后者除气流惯性的作用外，还受到外部爆炸和火焰下锋面振荡的影响。当pv≥12 kPa 时，亥姆霍兹振荡后会出现频率约为1200 Hz 的声学振荡，且频率与pv无关。

图7 不同破膜压力 pv 的压力-时间变化曲线Fig. 7 Internal pressure-time histories for different pv

图8 对比了不同pv条件下管道内三个测点处的最大超压。可以明显看出管道内不同位置的最大超压变化趋势各异。靠近泄爆口处(PS3) 和管道中心(PS2) 的最大超压随着pv线性增加，因为当pv≥12 kPa 时，p1始终是最大压力峰值且随pv的增加而增大。这与甲烷-空气混合物[33]和氢气-空气混合物[22]的压力峰值变化趋势相一致。反观管道底部(PS1)的最大超压随pv非线性增加，变化过程可以分成3 个阶段：当pv从0 增加到18 kPa，最大超压呈上升趋势，p2为主要压力峰值；当pv从18 kPa 增加到31 kPa 时，p2会随着pv的进一步增大而减小；当pv≥31 kPa 时，主要压力峰值转变为p1，并随着pv线性增加。从图8 中可以看出，管道内的最大超压总是出现在管道底部(PS1)，换句话说，管道中的最大超压随着pv非单调性增加。Bao 等[34]在甲烷浓度为9.5%的甲烷-空气预混气泄爆过程中也发现最大超压随pv非线性增加；但是不同于本文研究混合气体/空气混合物泄爆，这种单一气体/空气混合物的压力峰值之所以随pv非线性地变化，是由于声学和火焰之间耦合导致的，而不是因为压力峰值的转变。

图8 最大内部超压与 pv 之间的关系(实心符表示平均值)Fig. 8 Relationship between the maximum internal overpressure and pv (solid symbols present the mean values)

2.4 破膜压力对外部爆炸的影响

图9 比较了pv=7 kPa 和31 kPa 的外部压力变化过程。可以明显分辨出2 个压力峰值(p3和p4)，除了在pv=0 的试验中没有发现p3外，在其余的试验中均观察到了p3和相似的外部压力变化过程。研究发现[26]，p3是泄爆封口破裂产生的弱冲击波传播所致。结合同步火焰图像可以知道，p4总是出现在管道外的火球形成过程中。根据目前的研究[26]，p4是外部爆炸的结果且始终是最大外部压力峰值。

图9 不同 pv 条件下外部压力-时间变化曲线Fig. 9 External pressure-time histories for various pv

图10 最大外部超压 p4 与破膜压力 pv (实心符表示平均值)Fig. 10 Relationship between the maximum external overpressure p4 and film breaking pressuerpv(solid symbols present the mean values)

当前研究表明外部爆炸会影响内部泄爆，这与前人的研究结果基本一致[26]。在图11 中，管道内部p2与泄爆口外p4几乎是同时出现的，因为外部爆炸会导致泄爆内外的压力梯度降低[35-36]。如前文所述，当pv≤31 kPa 时，外部爆炸引起的压力峰值p2是管道底部的最大超压，并随着外部爆炸的增强而增加。但是如图11(b)所示，在进行pv较高的实验时，p2的幅值远小于p1的幅值，且持续时间变短。也就是说，外部爆炸对内部泄爆的影响会随着pv的增加而逐渐减弱[36]。