湿度对管道内氢气-空气混合物爆炸特性影响的仿真研究

2023-10-26李延钰郝永梅邢志祥蒋军成庄孙歧

实验室研究与探索 2023年7期

李延钰，郝永梅，邢志祥，蒋军成，薛寒，庄孙歧

（1.常州大学安全科学与工程学院，江苏常州 213164；2.常州港华燃气有限公司，江苏常州 213003）

0 引言

氢能被认为是21 世纪最具有潜力的能源之一，作为一种优质的能源载体已被广泛应用在石油、化工、电子、冶金及航空等多个领域［1］。氢气的运输也呈现出多样化的发展趋势，尤其是管道运输已经成为具有发展潜力的低成本运氢方式［2］。但氢气管道爆炸事故时有发生，引起国内外相关机构和研究人员的广泛关注，并积极开展预防和抑制氢气管道爆炸事故的相关研究。

湿度对预混气体爆炸特性的影响已有一些研究。刘开沅等［3］采用Fluidyn 流体动力学软件建立模型，对甲烷-空气预混气体爆燃特性进行了分析，结果表明环境湿度越大，对火焰的抑制越明显。谭汝媚等［4］在密封容器中进行了40%和88%的环境湿度对环氧丙烷蒸气爆炸的参数影响，发现在环氧丙烷最佳蒸气浓度附近时，湿度对最大压力上升速率影响最大的结论。杨龙龙等［5］利用自行设计的装置，研究了不同湿度条件下低浓度甲烷-空气预混气体爆炸特性，随着相对湿度的增大，最大爆炸压力及最大爆炸压力上升速率均呈下降趋势且存在一定的线性关系。Ingram 等［6］用自行搭建的装置研究了细水雾是否可以抑制或缓解氢爆炸的实际可行性，结果表明在平均直径为5 mm 的细水雾可以在很大的当量比范围内降低氢的燃烧速度［7］。Cao等［8］在密封可视容器中研究了纯超细水雾和5%质量分数的碱金属溶液对甲烷爆炸的抑制作用，得出在两者共同作用下可以很好地抑制火焰传播及爆炸强度。Battersby等［9］利用细水雾缓解装置来研究水雾的添加对泄放爆燃的影响，表明在相对较高的当量比下，细水雾会对超压产生显著控制。Stathopoulos等［10］使用燃烧装置研究高压下天然气和氢混合物预混合火焰的排放，得出高压下水蒸气的增加会对CO的排放产生有利的影响。

以上研究介质多为甲烷-空气预混气体并以环境湿度或细水雾作为湿度变量对预混气体爆燃特性的抑制效果展开研究，但对于混合物当量比和湿度的协同作用的研究尚不完善，尤其是在湿度和预混气体当量比共同作用下对氢气-空气预混气体管道爆炸参数影响的研究更少。因此，本文以管道内氢气-空气预混气体为研究对象，利用数值计算的方法，通过改变氢气管道内的湿度摩尔体积分数和混合物当量比，研究其对氢气-空气预混气体的爆炸参数的影响，得出湿度对氢气-空气预混气体爆炸的抑制效果，为氢气管道输送火灾爆炸风险预防提供理论依据。

1 仿真模型

1.1 数学模型

对于可燃气体的扩散一般采取质量守恒、动量守恒和能量守恒三大定律［11］，而FLACS 在解决湍流问题时，将遵守湍流动能方程、湍流动能耗散率方程来实现标准的k-ε湍流模型的修正［12］，然后在气体爆炸过程中采用有限体积法求解可燃气体燃烧方程和燃烧质量输送方程，其动态特性可以用统一的形式描述为［13］：

式中：ρ为流体密度的时均值，kg/m3；φ为通用变量的时均值；u为速度的时均值，m/s；Γ为φ的湍流输送系数；Sφ为针对不同φ项的源项；ux为x方向的速度矢量投影，m/s；xj为在流物中第j坐标轴方向；Γfu为燃料输运特性的湍流耗散系数；mfu、Rfu为气体质量分数和体积燃烧速度，m3/s。

本文中湿度稀释率（D）的计算式［14］为：

式中，D为未燃烧混合物中水的摩尔体积分数；VAir、VH2、VH2O分别为空气、氢气和水蒸气的摩尔体积分数。这里D的稀释范围选择10% ～40%，这个范围涵盖了实际应用中加湿燃烧的稀释率［14］。

1.2 数值模型

为探究和验证湿度对氢气-空气混合物的抑制效果和爆炸参数变化特征。运用FLACS v9. 0 模拟软件，以原点为圆心，建立了一个长2 m，直径为0.1 m的左开右闭半开口型管道，管道壁厚设置为20 mm。设置的网格尺寸为5 mm，x、y、z轴3 个方向的网格单元个数约813120 个，最终网格模型如图1 所示。点火源设置在管道右侧封闭处，设置的4 个监测点均匀分布在管道内部，监测点1#、2#、3#、4#距离点火源分别为1.3、0.9、0.5、0.1 m，具体位置如图2 所示。

图1 数值计算网格划分示意图

图2 计算域示意图

初始温度设置为20 ℃。整个反应过程时长设置为0.2 s，可以完全监测到从爆炸开始到结束的全过程。管道气体介质为99%的氢气。

本次实验一共模拟了20 组工况：通过掺入D分别为10%、20%、30%和40%，改变φ分别为0.5、0.8、1.0、1.2、1.5 时，观察其对氢气管道爆炸特性的影响。

1.3 模型验证

参考文献［15］中实验，其燃烧管道为方形直管，管长为500 mm，管道截面为100 mm ×10 mm，点火装置、压力传感器和进气口均安装于管道底部，氢气的当量比为1.0。环境温度设置为常温常压。利用FLACS建立了与文献实验相对应的计算区域。氢气/空气在计算域内充分混合，形成稳定的常温常压预混气体。模拟实验工况1，管道内没有任何障碍物的情况下对预混气体进行数值计算。如图3 所示，数值计算中的火焰结构的演变与文献［15］中实验结果基本一致，火焰前端形态与实验的结果有一些差距，原因与气体填充区域的大小及点火能有关。

图3 文献中火焰结构与数值计算火焰结构对比（ms）

表1 所示为文献［15］实验与数值计算的压力峰值及到达压力峰值时间对比。以文献中实验数据为准，由表1 可知，其中压力峰值的实验与数值计算相差9.22%，到达压力峰值时间的实验与数值计算相差3.57%。导致这些差别的原因与数值计算的设置条件、管道的壁面粗糙度、测量仪器的灵敏度等多种因素有关。通过数值计算与文献［15］中实验对比验证，数值计算网格和模型的精度及可靠性较好，能够反映实际氢气预混气体爆燃变化的趋势。

表1 压力峰值及到达压力峰值时间对比

2 数值计算结果及分析

2.1 不同D下爆炸压力变化

设计φ为1.0，D分别为10%、20%、30%、40%情境下研究爆炸压力（p）的变化，分别获得4 个监测点的爆炸压力变化趋势，如图4 所示。由图4 可知，4 个监测点在D为10% ～40%环境下的爆炸压力总体都呈现出刚开始缓慢上升，随后到达1 个峰值，峰值过后迅速下降，经历震荡并逐渐趋于一个恒定数值的趋势。在10 ms左右达到爆炸压力的最高峰，只有监测点4#到达压力峰值的时间较其他监测点早5 ms，原因是点火点的设置离监测点4#最接近。当D=10%时，各监测点测得的爆炸压力最大值的平均值都处于40 kPa附近，随着D的不断增加，爆炸压力最大值也相应减少，当D增加到40%时，爆炸压力最大值的平均值已经下降到16 kPa，相比于D为10%的情况，下降了60%。可见，随着D的增加，其稀释效应不断增大，导致参与爆炸的反应物浓度有所降低，稀释了管道内的氢气。同时随着湿度的增加，消耗了管道内的部分氧气，减少了爆炸过程中氧气的参与，水蒸气的化学效应还能有效隔绝还未参与爆炸的反应物质，所以最大爆炸压力得以有效降低。由此，湿度的增加对于氢-空气预混气体爆炸确起到抑制的效果。

图4 4个监测点下D变化对爆炸压力的影响

2.2 不同D下绝热最大火焰温度

设计φ为1.0，D分别为10%、20%、30%、40%情境下，观察绝热最大火焰温度的变化情况。图5 显示了在4 个监测点下，爆炸过程中所产生的最高火焰温度。监测点从1#到4#，距离点火源越来越近，监测点1#距离点火源最远，在爆炸过程中所接收到的温度反应也最迟，所以在火焰温度变化上表现的不是很明显，平均温度在312 K。而在监测点2#、3#、4#处，温度明显有了很大的变化，在D为10%和40%时，对应3 个监测点的温度分别为436、1603、2300 K 和307、1200、2150 K，两者相比分别下降了30%、25%和7%。

图5 加入不同D时4个监测点的绝热最大火焰温度对比

爆炸温度表征为爆炸产物的温度［4］。在半开口的管道中，内部的温度变化主要由2 个部分决定：①气体在爆炸过程中燃烧所释放的热量；②燃烧所生成产物的比热变化。在D为10%的时候，水蒸气的释放量较少，在监测点2#、3#相对监测点4#距离点火源较远时，水蒸气的水雾分散在管道内部，减少了氧气的含量，从而减少了爆炸燃烧生成产物的比热，有效降低了管内的爆炸温度。然而在监测点4#，由于距离点火源最近，在爆炸的一瞬间所产生的温度高达2300 K，随着D的不断增加，温度并未降低很多，此时湿度所起到的作用并不明显，因为在爆炸高温的环境下，水蒸气会瞬间被气化，无法阻止预混气体燃烧过程中的热量释放，所以在监测点4#温度下降的幅度仅有7%。

2.3 不同D下火焰传播状态研究

在管道内加入4 种不同的D来观察其对火焰传播的抑制效果。在φ为1.0 的情境下，分别加入D为10%、20%、30%和40%，选取5、10、15、20 ms 的4 个时刻下火焰图像如图6 所示。

图6 不同D下，4个时间点火焰的传播状态

由图6 可见，管道内火焰传播呈现明显的衰减趋势。5 ms时刻即点火的刹那间，火源接触到预混气体发生爆炸，随着D从10%增加到40%，火焰削减的幅度相当直观，见图6（a）。15 ms时刻，火焰从燃烧的湍流状态衰减为指状的形态，传播速度也随之降低，见图6（c）。20 ms时刻，火焰传播速度的抑制表现得尤为明显，见图6（d）。湿度的加入对管道内预混气体火焰传播起到了抑制的作用。

2.4 同时改变D和φ对爆炸超压的影响

通过改变φ分别为0.5、0.8、1.0、1.2、1.5，D从10%增加到40%，研究其对爆炸超压（PS）的影响。如图7 所示，图中所有的参数均取4 个监测点每一时刻的平均值。图中所反应的趋势均是在点火的下一瞬间，爆炸超压就到达了正压峰值，峰值过后便快速下降达到负压峰值，随后在0 kPa附近来回震荡最后归于0 kPa。其中在φ为1.5 时，爆炸超压的峰值最高，依次是44、33、13 和12 kPa；而在φ=0.5 时，无论D增加与否，都在0 kPa 附近呈现往复小频率的震荡。负压的产生是因为管道内氢气-空气混合物发生爆炸时，反应物燃烧所释放的大量热和燃烧产物在管道内瞬间充满气体，压力沿正压方向骤增，但由于管道是半开口式，压力会朝着开口方向传播，在高压力传播过后会在一部分空间内形成短暂的真空，因而产生了负压。

图7 不同D及φ下爆炸超压变化曲线

2.5 同时改变D和φ对最大升压速率的影响

通过改变D，同时改变φ，研究在不同D下，φ的改变对最大升压速率（dp/dtmax）的影响。如表2 所示，各监测点处的最大升压速率随D的增大而逐渐降低。当φ从0.5 逐渐增加到1.5，对比D为10%和40%，最大升压速率值分别下降了72.8%、72.4%、74.7%、68.7%、65.9%。即在φ=1.0 时，湿度的改变对其产生的影响最大。而湿度的增加，会减少反应过程中热量，2.2 节中也验证了温度会随D的增加而降低，所以对于φ=1.0 的情况下最大升压速率抑制效果最为显著。爆炸压力上升速率表征爆炸强度的大小，监测点1#的升压速率都小于监测点4#，说明距点火源越近，升压速率越大，相应爆炸强度就越大，D的增加不能完全抑制爆炸的发生，却能在很大程度上减缓爆炸的强度。