氫氣-空氣混合氣體燃燒特性試驗分析

涂 騰，胡 珀

(上海交通大學 核科學與工程學院，上海 200240)

氫氣-空氣混合氣體燃燒特性試驗分析

涂 騰，胡 珀

(上海交通大學 核科學與工程學院，上海 200240)

為了保證嚴重事故下安全殼的完整性，氫氣點火器燃燒緩解措施被廣泛應用于核電站內(nèi)。本文在1個20 m3立式圓柱罐體內(nèi)進行9.28%濃度下的氫氣燃燒試驗，結(jié)合GASFLOW數(shù)值模擬和其他試驗數(shù)據(jù)，對本次試驗結(jié)果進行了綜合分析。試驗和模擬結(jié)果均表明：9.28%濃度下氫氣完全燃燒，罐體內(nèi)溫度和壓力快速增加；燃燒過程中罐體內(nèi)高溫氣體通過輻射傳熱、對流換熱和相變傳熱3種方式向罐體結(jié)構(gòu)散熱，使得罐體內(nèi)溫度和壓力隨時間逐漸降低，達到泄壓和冷卻的作用；燃燒過程有明顯的方向性，即點燃后火焰在浮力作用下沿罐體中心線向上傳播，到達頂部后轉(zhuǎn)而沿罐體四周向下燃燒，燃燒初期火焰速度為11.15 m/s；試驗中由于內(nèi)部構(gòu)件的影響，火焰?zhèn)鞑ジ鼮閺碗s。

氫氣燃燒試驗；氫氣點火器；火焰?zhèn)鞑?/p>

壓水堆核電站發(fā)生嚴重事故時燃料包殼發(fā)生鋯水反應可產(chǎn)生大量氫氣。氫氣燃燒可導致安全殼內(nèi)的溫度和壓力上升，尤其是高濃度時的氫氣爆炸可產(chǎn)生瞬時高溫、高壓，嚴重威脅安全殼的完整性。目前用于核電站的氫氣緩解措施包括點火器和復合器的應用，可將嚴重事故下產(chǎn)生的氫氣通過燃燒和催化復合控制在低濃度水平。本文主要探究點火器緩解措施的有效性。

Lowry等[1]進行了一系列氫氣燃燒試驗，發(fā)現(xiàn)干混合氣體在8%～9%濃度下氫氣可完全燃燒，出現(xiàn)壓力峰值的驟升。Kumar等[2]研究了H2-Air-H2O混合氣體的燃燒特性。Tamm等[3]比較了電熱塞式點火器和Tayco點火器的性能，得出了不同水蒸氣濃度下的可點燃氫氣濃度的閾值曲線。Whitehouse等[4]研究了氫氣在濃度分層分布情況下的燃燒特性，并和均勻分布下的燃燒進行了比較。Krause[5]總結(jié)燃燒過程的方向性，表明由于浮力的作用，燃燒開始時向上和向下發(fā)展的極限濃度不同，分別為4%和9%。

為進一步探究氫氣的燃爆機理，為我國核電站采用氫氣點火器作為氫氣風險緩解措施提供理論支持，本文在一中型壓力罐體內(nèi)進行9.28%濃度下的氫氣燃燒試驗，并結(jié)合GASFLOW程序模擬和文獻數(shù)據(jù)，研究氫氣燃燒特性。

1 試驗裝置和流程

本試驗在一體積約為20 m3的壓力容器內(nèi)進行，罐體直徑為2.6 m，高為4.5 m，兩端為半橢球連接。工作平臺距罐體底部1 165 mm，點火器放置于工作平臺的中心位置，其高度為400 mm。試驗過程中的溫度、氣體成分、壓力和火焰?zhèn)鞑サ臏y量點布置如圖1所示。各測量元件的具體參數(shù)列于表1。

試驗時先向罐體內(nèi)填充氫氣，開啟風扇攪混使氫氣均勻分布并通過氣體分析儀監(jiān)測罐體內(nèi)的氫氣濃度。達到目標氫氣濃度后關(guān)閉充氣管路，待上、下氫氣濃度分布均勻后關(guān)閉風扇，開啟點火器點燃氫氣。整個試驗過程中實時采集各監(jiān)測數(shù)據(jù)，結(jié)束后開啟罐體檢查各設(shè)備情況。試驗時罐體內(nèi)氫氣實際濃度為9.28%，初始氣體壓力為0.1 MPa，初始溫度為276 K。

圖1 試驗裝置和測量點布置示意圖Fig.1 Scheme of test equipment and measuring points

表1 測量點具體位置Table 1 Arrangement of measuring points

2 GASFLOW程序簡介和建模

GASFLOW程序是德國卡爾斯魯厄研究中心(FZK)和美國洛斯阿拉莫斯國家實驗室(LANL)為研究核電站安全殼內(nèi)的氫氣風險研發(fā)的三維計算流體力學程序。該程序可求解多種氣體組分的非定常可壓縮Navier-Stocks方程[6-7]。本文運用GASFLOW對實際試驗壓力容器建模。采用圓柱坐標的結(jié)構(gòu)化正交網(wǎng)格對罐體進行劃分，為研究GASFLOW的網(wǎng)格敏感性，分別使用5×12×18、10×18×30和13×24×45 3種網(wǎng)格進行模擬并對結(jié)果進行對比，結(jié)果列于表2。

不同網(wǎng)格情況下氫氣燃燒達到的平均溫度和壓力的極值差異很小(<0.1%)，為方便在GASFLOW模擬中對實際試驗測點進行取值比較，本文選用10×18×30網(wǎng)格進行計算，即徑向、周向和軸向分別劃分10、18和30個網(wǎng)格。罐體建模后的徑向切面圖如圖2所示。

表2 網(wǎng)格敏感性分析Table 2 Grid sensitivity analyses

3 結(jié)果分析

3.1 溫度和壓力對比

試驗中，燃燒開始后罐體內(nèi)氣體溫度和壓力迅速升高，達到極值后隨時間逐漸下降，說明在試驗中存在高溫氣體向罐體和相關(guān)結(jié)構(gòu)的能量耗散。為在GASFLOW模擬中引入氣體向罐體的散熱過程，假設(shè)鋼質(zhì)罐體厚度為2.3 cm，外壁面絕熱，壁面初始溫度和罐體內(nèi)氣體溫度一致為276 K。GASFLOW模擬的溫度和壓力結(jié)果與試驗結(jié)果對比如圖3、4所示。

圖2 罐體模型徑向切面圖Fig.2 Radial section of tank model

圖3 GASFLOW模擬的溫度與試驗結(jié)果對比Fig.3 Comparison of temperature between GASFLOW simulation and test results

圖4 GASFLOW模擬的壓力和試驗結(jié)果對比Fig.4 Comparison of pressure between GASFLOW simulation and test results

由圖3、4可見，燃燒開始后，各點溫度逐漸升高，且開始升高時間和幅度差別不大，達到極值后開始下降，壓力在6 s左右達到極值0.345 MPa。GASFLOW模擬中各點溫度在燃燒傳播到該點時幾乎瞬間升高，有明顯的先后順序，各點溫度在較高值浮動，極值高于試驗測量值，15 s左右燃燒結(jié)束后開始下降，且下降速率逐漸降低，隨著時間延長模擬結(jié)果下降到略低于試驗結(jié)果的水平，壓力極值為0.283 MPa，壓力下降趨勢和試驗結(jié)果相似。

經(jīng)分析，GASFLOW模擬與試驗結(jié)果的差異應是由實際試驗中火焰?zhèn)鞑ヂ窂礁鼮閺碗s的原因造成的。GASFLOW模擬計算中，氣體燃燒到達頂部后從上而下逐層遞進燃燒，所以氣體內(nèi)部各點溫度升高有明確的先后順序?；鹧娓艚^了上部已燃燒的高溫氣體和下部未燃燒的低溫氣體，限制了冷熱空氣間的傳熱傳質(zhì)，使高溫區(qū)能達到的溫度極值偏高。而在實際試驗中，火焰由于受到罐體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的擾亂傳播更為復雜，燃燒區(qū)與未燃燒區(qū)沒有非常明確的界限，冷熱空氣的混合熱交換較為劇烈，空間各點的溫度趨于均勻，也降低了各點可能達到的溫度極值?；鹧?zhèn)鞑サ膹碗s性也增加了燃燒的速率，縮短了燃燒時間，使試驗中壓力能達到的極值偏大。

在燃燒過程中一直伴隨著高溫氣體向罐體結(jié)構(gòu)散熱，燃燒結(jié)束后散熱過程可大幅降低氣體的溫度和壓力，達到冷卻和泄壓的作用。GASFLOW模擬表明，氫氣燃燒過程釋放的總熱量為2.05×107J。高溫氣體向罐體壁面的傳熱方式主要有3種：輻射傳熱、對流換熱和水蒸氣在壁面上冷凝的相變傳熱。氫氣燃燒釋放總熱量、壁面吸收總熱量和3種不同傳熱方式的傳熱量Q隨時間的變化如圖5所示。由圖5可見，由于燃燒過程很快，能量在15 s內(nèi)全部釋放，使罐體內(nèi)的溫度和壓力迅速升高。開始時高溫氣體和壁面間溫差很大，壁面吸收的熱量快速增加，隨溫差減小，熱量傳遞減慢。壁面吸收總熱量占燃燒釋放總熱量的比例在最后趨于平衡態(tài)時高達96%。對比3種不同的傳熱方式發(fā)現(xiàn)，輻射傳熱傳遞的熱量最多，為壁面吸收總熱量的48.7%，其次為對流換熱(36.2%)和相變傳熱(15.1%)。對壁面溫度變化分析發(fā)現(xiàn)，220 s時罐體壁面上各處溫度還未完全達到一致，最高溫升為6.3 K。在后續(xù)試驗中可對壁面溫度進行監(jiān)測以分析氣體向罐體的傳熱，但由于壁面溫升較小，選用的溫度傳感器要有很高的精度。

圖5 氫氣燃燒過程中各項熱量隨時間的變化Fig.5 Heat variation vs. time during hydrogen combustion

3.2 氫氣濃度變化對比

GASFLOW模擬與試驗的氫氣濃度C(H2)變化對比如圖6所示，為方便比較，同時給出相應的壓力變化。由圖6可見，在GASFLOW模擬計算中，燃燒開始后罐體內(nèi)氫氣濃度快速降低到0，氫氣完全燃燒，同時壓力升高達到極值。在試驗中氫氣濃度也快速降低，氣體分析儀顯示氫氣濃度甚至降低到0以下，這是由氣體分析儀在超低濃度情況下的測量誤差造成的。試驗中氫氣也全部燃燒。但試驗過程中測量的氫氣濃度變化滯后于壓力變化，圖6中，氫氣濃度還沒有開始明顯下降時壓力就已達到極值，這是由氫氣濃度測量方式造成的。試驗中，氫氣濃度是經(jīng)由罐體上部的氣體采樣口G不間斷的抽取氣體，經(jīng)干燥器后由氣體分析儀測出。氣體從罐體抽取到達氣體分析儀需要時間，所以得到的氫氣濃度不是罐體內(nèi)實時氫氣濃度，存在時間延時(約14 s)。在向罐體內(nèi)填充氫氣時，尤其需注意此延時情況，防止氫氣過量填充，最好是在保證風扇開啟情況下間隙性小流量地注入氫氣。

圖6 GASFLOW模擬與試驗的氫氣濃度對比Fig.6 Comparison of hydrogen concentration between GASFLOW simulation and test results

圖6中氫氣濃度先出現(xiàn)一小幅增加后才開始減少，這與試驗流程有關(guān)。試驗中向罐體填充氫氣需同時開啟風扇使氫氣擴散并均勻分布，氫氣充完后關(guān)閉風扇，開啟氫氣點火器。點火器升溫到點燃氫氣需一定時間，在此期間氫氣由于較輕會在罐體內(nèi)慢慢出現(xiàn)分層，底部濃度較低，頂部濃度較高，而氣體采樣口G在罐體頂部。在后續(xù)試驗中可在罐體內(nèi)沿高度方向添加氣體采樣口，監(jiān)測氫氣的分層分布，同時也可進行氫氣均勻分布和分層分布燃燒的對比。

3.3 光電二極管結(jié)果分析

為監(jiān)測火焰?zhèn)鞑サ姆较蚝退俣?，在罐體內(nèi)安裝了兩個光電二極管s1和s2，該光電二極管可將檢測到的光信號轉(zhuǎn)換為0～10 V的電信號。為使光電二極管只檢測所在水平平面的光信號，在光電二極管探頭上加裝了窄縫套筒保護套。

光電二極管的信號對比如圖7所示。由圖7a可見，燃燒開始后，光電二極管檢測到火焰，其電壓信號迅速達到滿量程，維持一段時間后燃燒減弱，s2信號慢慢降低，趨近于0。試驗測到的壓力在6 s左右達到極值，溫度在9 s左右下降，這與s2下降過程時間吻合。s1信號達到滿量程后一直穩(wěn)定在10 V，在燃燒結(jié)束一段時間后(25 s)才開始下降。試驗結(jié)束后發(fā)現(xiàn)s1的保護套發(fā)生燃燒熔化和變形現(xiàn)象，這是s1一直監(jiān)測到光信號的原因。

由圖7b可見，燃燒開始后，s2信號較s1先升高，且s1信號比s2信號強。這說明火焰?zhèn)鞑サ焦摅w中部的s2所在平面后再到達上部的s1平面，且火焰逐步增強，燃燒初期火焰由于浮力的影響從下向上傳播。而后兩個二極管的信號均出現(xiàn)下降，這是因為火焰繼續(xù)向上傳播，s2與s1所在平面燃燒減弱。火焰?zhèn)鞑サ巾敳亢筠D(zhuǎn)而向下蔓延，依次通過s1與s2平面，導致s1信號較s2的提前升高達到滿量程。

GASFLOW模擬結(jié)果也證明燃燒過程有明顯的方向性。圖8示出燃燒過程中罐體內(nèi)溫度的分布?；旌蠚怏w被點燃后，火焰在浮力作用下沿罐體中心線向上傳播，到達頂部后沿罐體四周向下逐層遞進燃燒。燃燒結(jié)束后罐體內(nèi)氣體溫度由于壁面熱阱的冷卻逐漸降低。

試驗前期監(jiān)測點溫度的變化如圖9所示。由圖9可見，T2、T3和T4 3個熱電偶溫度升高的順序是T2早于T3，T3早于T4。這也說明了燃燒在到達頂部后轉(zhuǎn)而向下傳播的特性。

通過光電二極管信號還可計算出燃燒初期火焰?zhèn)鞑サ乃俣?。燃燒開始后火焰向上傳播先后經(jīng)過s2和s1平面，兩個光電二極管的電壓信號上升的時刻分別為1.835 4 s和1.956 4 s，兩者相差0.121 0 s，兩點間距為1 350 mm，考慮光電二極管保護套造成的距離誤差(±35 mm)，計算得到火焰初期的傳播速度為(11.15±0.58) m/s。

圖7 光電二極管的信號對比Fig.7 Comparison of signal for photoelectric diodes

圖9 試驗前期溫度的變化Fig.9 Temperature variation during early stage of test

由以上分析可知，9.28%濃度下氫氣燃燒有先向上再轉(zhuǎn)而向下傳播的總體特性。但實際試驗中由于罐體內(nèi)部結(jié)構(gòu)在一定程度上擾亂了火焰?zhèn)鞑サ姆较?，使得火焰?zhèn)鞑ジ鼮閺碗s。在圖7a中，s1與s2信號增加到10 V后均保持在滿量程直到燃燒減弱，說明這段時間內(nèi)兩平面均在燃燒，火焰?zhèn)鞑ポ^為混亂，燃燒區(qū)和未燃燒區(qū)相互滲透，沒有非常明確的界限。

3.4 試驗結(jié)果和文獻結(jié)果對比

本文試驗結(jié)果與其他試驗結(jié)果的對比列于表3。由表3可見，濃度為9%～10%時氫氣基本完全燃燒，本試驗罐體內(nèi)的壓力升高Δp與其他試驗結(jié)果也非常接近。Whitehouse等[4]發(fā)現(xiàn)，9.28%濃度下氫氣點燃后6.2 s左右壓力達到極值，這與本試驗6 s左右壓力達到極值相近。在后續(xù)試驗中也可對不同氫氣濃度下達到壓力極值的時間進行對比研究。

表3 不同試驗結(jié)果對比Table 3 Comparison of results in different tests

4 結(jié)果討論

1) 9.28%濃度下氫氣完全燃燒，罐體內(nèi)溫度和壓力大幅增加。壓力升高為0.244 MPa，與其他試驗結(jié)果相當。

2) 試驗中存在高溫氣體向罐體的散熱，傳遞的熱量從高到低分別由輻射傳熱、對流換熱和相變傳熱完成。此散熱過程可使氣體溫度與壓力隨時間逐漸降低，而罐體溫升較小。

3) 9.28%濃度下氫氣燃燒有明顯方向性。火焰在浮力作用下沿罐體中心線先向上傳播，到頂部后轉(zhuǎn)而沿四周向下燃燒。燃燒初期火焰速度為11.15 m/s，為緩慢燃燒。實際試驗中燃燒受罐體內(nèi)部構(gòu)件擾亂，火焰?zhèn)鞑ジ鼮閺碗s。

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Test Analysis of Combustion Mechanism for Hydrogen-air Mixture

TU Teng, HU Po

(SchoolofNuclearScienceandEngineering,ShanghaiJiaoTongUniversity,Shanghai200240,China)

The hydrogen igniter combustion mitigation system is widely used in nuclear power plant for the purpose of ensuring the integrity of containment under severe accident. Combined with the numerical simulation using GASFLOW and other test data, the results obtained from the hydrogen combustion test carried out in a 20 m3cylinder with 9.28% hydrogen were analyzed. The results show that the hydrogen is completely consumed, leading to a rapid increase in temperature and pressure inside the tank. The heat could be transferred from the gas to the cylinder by three means: radiation, convection and phase change. This heat transfer process could largely reduce the temperature and pressure in the cylinder, resulting in cooling of the gas and depressurization of the tank. At the beginning of the combustion, the flame will propagate upward along the centerline of the cylinder as a result of buoyancy; once reaching the roof of the tank, it turns around and spreads downwards. The flame propagation speed is around 11.15 m/s. Under the influence of different internal structures in the test, the propagation of the flame is more complex.

hydrogen combustion test; hydrogen igniter; flame propagation

2014-06-24;

2014-11-24

國家科技重大專項資助項目(2011ZX06004-008)；國際熱核聚變實驗堆(ITER)計劃資助項目(2011GB113006)

涂 騰(1990—)，男，貴州黔西南州人，碩士研究生，核科學與工程專業(yè)

TL364.1

A

1000-6931(2015)10-1792-06

10.7538/yzk.2015.49.10.1792