丙烷/空氣拉伸火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性實(shí)驗(yàn)研究*

張云明

(中國人民武裝警察部隊學(xué)院滅火救援技術(shù)公安部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 廊坊 065000)

數(shù)字出版日期： 2017-07-19

0 引言

丙烷作為傳統(tǒng)的燃料和化工原料，在能源、化工、航天領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。近年來由于丙烷及其作為主要成分的燃?xì)庑孤┦鹿蕰r有發(fā)生，燃?xì)獗ê突馂?zāi)事故損失慘重，社會影響極大。如何高效安全利用可燃?xì)怏w，預(yù)防或減輕事故傷害成為能源行業(yè)研究的重要課題。目前有關(guān)丙烷燃燒的研究一方面是燃燒速度、點(diǎn)火能量、爆炸極限等基礎(chǔ)參數(shù)與破壞威力的測定[1-6]，另一方面主要是火焰加速、燃燒波形態(tài)、火焰結(jié)構(gòu)等火焰發(fā)展詳細(xì)過程的研究[7-11]。丙烷作為高擴(kuò)散性和低點(diǎn)火能的甲類易燃?xì)怏w，其火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性是決定氣體燃爆過程的內(nèi)在因素。研究氣體火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性及其致災(zāi)機(jī)理是可燃?xì)怏w安全應(yīng)用和事故防治的基礎(chǔ)和重點(diǎn)，本課題忽略點(diǎn)火能量和約束條件等因素的影響，以火焰表面微觀特征為基礎(chǔ)，對常溫常壓下空氣中丙烷球形擴(kuò)展火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律和失穩(wěn)機(jī)理開展研究。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與測試方法

實(shí)驗(yàn)裝置由定容彈、配氣罐、點(diǎn)火裝置、紋影系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)構(gòu)成，裝置布置如圖1所示。圓柱形定容彈兩端為對稱布置的觀測窗，罐體內(nèi)徑302 mm，長度392 mm。電測設(shè)備和點(diǎn)火裝置均布于罐體周身測試孔，其中定容彈壓力由奇石樂1 000 PSI量程的壓力傳感器進(jìn)行測試，點(diǎn)火裝置采用自行開發(fā)的靜電點(diǎn)火裝置[12]實(shí)現(xiàn)中心點(diǎn)火?；鹧?zhèn)鞑ミ^程由紋影系統(tǒng)和高速運(yùn)動分析系統(tǒng)通過觀測窗進(jìn)行光學(xué)觀測，圖像采樣率8 400 fps。為了穩(wěn)定點(diǎn)火并減輕點(diǎn)火能量與未燃?xì)怏w初始狀態(tài)對火焰?zhèn)鞑ミ^程的干擾，實(shí)驗(yàn)采用10 mJ小能量點(diǎn)火，并按照Huzayyin等[13]提出的等壓條件量化指標(biāo)和本實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)測統(tǒng)計結(jié)果，火焰圖像有效采集半徑取8～75 mm。實(shí)驗(yàn)初始環(huán)境條件固定為20 ℃和1 atm，實(shí)驗(yàn)燃料為純度為99.999%丙烷，助燃空氣由21%O2和79%N2混合而成。試驗(yàn)前通過配氣系統(tǒng)向抽真空的爆炸罐中緩慢充入燃料和助燃?xì)怏w，靜止15 min后，通過同步器觸發(fā)點(diǎn)火并記錄電測和光測數(shù)據(jù)。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of experimental system

2 火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性理論

火焰?zhèn)鞑ダ硐胗^測條件為壓力恒定、火焰平直、無重力影響等，而實(shí)際火焰發(fā)展過程會受到點(diǎn)火方式、初始狀態(tài)、約束條件等因素的影響。對于常見的點(diǎn)源中心擴(kuò)展火焰，火焰?zhèn)鞑ゴ嬖诿黠@的拉伸現(xiàn)象，通常采用拉伸率來表征火焰表面的受拉伸程度：

(1)

式中：α為火焰拉伸率，1/s；A為火焰面積，m2；vs為拉伸狀態(tài)的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，m/s。

根據(jù)馬克斯坦理論[14]，近似等壓絕熱條件下球形擴(kuò)展火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c拉伸率呈如下線性關(guān)系：

vs=-Lb·α+vu

(2)

式中：vu為無拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俣龋琺/s；Lb為馬克斯坦長度，mm，其值可以通過求解vs-α曲線負(fù)斜率來確定。

對于預(yù)混拉伸火焰，體積力不穩(wěn)定性、熱擴(kuò)散不穩(wěn)定性和流體力學(xué)不穩(wěn)定性是造成火焰失穩(wěn)的主導(dǎo)因素[8-10]。體積力不穩(wěn)定性是重力環(huán)境下流體密度不均而引發(fā)的火焰失穩(wěn)。中心點(diǎn)火火焰由于燃燒放熱必然引起著火區(qū)域向上漂浮。在重力環(huán)境下浮力對火焰的影響一直存在。

熱擴(kuò)散不穩(wěn)定性是火焰鋒面?zhèn)髻|(zhì)與傳熱差異引起的火焰失穩(wěn)?；鹧媲昂髠鳠崤c傳質(zhì)通常采用劉易斯數(shù)[15-17]量化：

(3)

式中：Le為劉易斯數(shù)；αT為熱擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；Dm為質(zhì)量擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；k為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；ρu為密度，kg/m3；CP為定壓比熱，J/(kg·K)。

流體力學(xué)不穩(wěn)定性是火焰鋒面流體相對流動狀態(tài)變化引起的火焰不穩(wěn)定[18]，可以用火焰熱擴(kuò)散厚度來表征[19]。根據(jù)Law[10]的描述，火焰熱擴(kuò)散厚度定義為：

(4)

式中：δL為層流火焰熱擴(kuò)散厚度，mm，火焰厚度減小，流體力學(xué)不穩(wěn)定性增強(qiáng)[20]；SL為層流燃燒速度，m/s。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 火焰發(fā)展過程

丙烷/空氣預(yù)混火焰成長與發(fā)展過程與丙烷濃度直接相關(guān)，如圖2所示不同配比條件下火焰擴(kuò)展形狀和表面狀態(tài)明顯不同。混合物濃度靠近爆炸極限邊界(即當(dāng)量比φ≤0.4或φ≥1.9)時，混合氣體中心點(diǎn)火后燃燒波逐漸向上飄移和變形，火焰表面保持光滑狀態(tài)，垂直向下的燃燒波由向外凸出轉(zhuǎn)變?yōu)橄騼?nèi)凹進(jìn)的Tulip火焰?；旌衔餄舛瓤拷瘜W(xué)劑量濃度時，點(diǎn)火后燃燒波成規(guī)則球形向外傳播，火焰呈球形擴(kuò)展，火焰表面微觀結(jié)構(gòu)隨著當(dāng)量比的增大按照由光滑向粗糙再向光滑的趨勢變化；當(dāng)φ=0.7和1時，火焰表面基本保持光滑狀態(tài)，放電擾動引起的初始裂紋不隨火焰的擴(kuò)展而發(fā)展；當(dāng)量比φ=1.3和1.6時，燃燒波擴(kuò)展過程中火焰表面裂紋逐漸增多，但比較而言φ=1.6時新增裂紋比φ=1.3時更少更慢。對于丙烷空氣預(yù)混火焰，當(dāng)量比越靠近理論當(dāng)量比(略微偏向富燃側(cè))，燃燒波保持球形擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)的能力越強(qiáng)，火焰表面裂紋越多，微觀結(jié)構(gòu)越復(fù)雜。

圖2 丙烷/空氣混合物點(diǎn)火初期火焰發(fā)展過程Fig.2 Development of propane/air flame in the initial ignition

根據(jù)火焰發(fā)展的紋影照片，利用火焰前鋒位置可實(shí)測獲得丙烷點(diǎn)火初期火焰?zhèn)鞑ニ俾?。由圖3可知丙烷濃度直接影響拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾剩霉?1)可以獲得不同濃度條件下火焰的拉升率。根據(jù)圖4不同拉伸率對應(yīng)的拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾士芍?，丙?空氣球形擴(kuò)展火焰?zhèn)鞑ニ俾逝c火焰拉伸率具有很好的線性相關(guān)性，因此實(shí)驗(yàn)條件下丙烷/空氣球形擴(kuò)展火焰?zhèn)鞑ミ^程符合馬克斯坦理論。經(jīng)過線性擬合與外推，可以獲得不同當(dāng)量比條件下丙烷/空氣無拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俣群婉R克斯坦長度。

圖3 拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c火焰半徑的關(guān)系Fig.3 Propagation velocity of stretched flame in different radius

圖4 拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俾逝c拉伸率的關(guān)系Fig.4 Propagation velocity of stretched flame in different stretch ratio

3.2 火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性

丙烷/空氣混合物不同當(dāng)量比條件下，火焰呈現(xiàn)出2種不同的發(fā)展?fàn)顟B(tài)：混合物靠近兩端的爆炸極限時，燃燒波都會飄移變形并保持表面光滑；當(dāng)量比靠近理論值時，燃燒波以點(diǎn)火源為中心呈規(guī)則球形向外擴(kuò)展，火焰表面褶皺程度發(fā)生變化。體積力不穩(wěn)定性、熱擴(kuò)散不穩(wěn)定性和流體力學(xué)不穩(wěn)定性是影響火焰失穩(wěn)的主導(dǎo)因素，體積力因素主要表現(xiàn)為浮力引起的火焰飄移和變形，熱擴(kuò)散因素和流體力學(xué)因素主要表現(xiàn)為燃燒波表面褶皺形態(tài)的改變。

丙烷/空氣當(dāng)量比φ位于0.7～1.6范圍以外時，火焰?zhèn)鞑ヌ卣髦饕憩F(xiàn)為浮力引起的燃燒波變形和飄移，火焰表面保持相對光滑狀態(tài)無褶皺增長。實(shí)測結(jié)果表明此范圍火焰?zhèn)鞑ニ俣日w小于0.5 m/s，此時火焰穩(wěn)定性主要由體積力因素主導(dǎo)，熱擴(kuò)散因素和流體力學(xué)因素忽略不計，火焰最終變成圖5所示的上浮火焰。由浮力主導(dǎo)的火焰不穩(wěn)定性目前沒有統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析，燃燒波下緣由點(diǎn)火初期的向下傳播逐漸過度到火焰鋒面駐停再發(fā)展到隨著整個已燃區(qū)域上浮，火焰駐停時刻即為燒波向下傳播速率等于浮力引起的燃燒泡上浮速率。為此本研究選取燃燒波停止向下傳播時刻ts作為衡量浮力不穩(wěn)定性的指標(biāo)。另外，為了標(biāo)準(zhǔn)化丙烷爆炸上下極限量化結(jié)果，引入理論當(dāng)量比偏移量參數(shù)Ф=|0.5-φ/(1+φ)|，當(dāng)量比φ等于1時偏移量φ為零，丙烷濃度越靠近爆炸極限，偏移量越大。由圖6中Ф～ts曲線變化趨勢可知，當(dāng)偏移量φ>0.15時，體積力因素的影響明顯，而且偏移量越大浮力對火焰穩(wěn)定性的影響越顯著。對于爆炸極限附近的低速燃燒過程，熱釋放速率低，熱損失大，火焰厚度大，火焰表面裂紋難以持續(xù)發(fā)展，燃燒對火焰發(fā)展穩(wěn)定性影響微弱，浮力對緩慢擴(kuò)大的泡狀燃燒區(qū)域影響顯著。因此對于低速燃燒過程，體積力即浮力是影響火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性的主導(dǎo)因素。

圖5 丙烷燃燒波向上飄移的紋影照片F(xiàn)ig.5 Schlieren photographs of propane combustion wave drift upward

圖6 火焰駐停時刻與理論當(dāng)量比偏移量的關(guān)系Fig.6 Relations between ts and Φ

丙烷/空氣混合物當(dāng)量比φ位于0.7～1.6范圍內(nèi)時，燃燒波以點(diǎn)火源為中心呈規(guī)則球形向外傳播，浮力因素對此范圍的火焰?zhèn)鞑o明顯影響。從圖7所示的半徑40 mm時火焰表面微觀結(jié)構(gòu)來看，混合物由貧燃向富燃轉(zhuǎn)變過程中，火焰表面褶皺逐漸增多，然而φ大于1.3時，火焰表面褶皺程度又相對減小，火災(zāi)穩(wěn)定性在當(dāng)量比等于1.3附近出現(xiàn)反轉(zhuǎn)。對于球形擴(kuò)展火焰，穩(wěn)定性可以用馬克斯坦長度來衡量，根據(jù)圖8所示的Lb計算結(jié)果可知，球形擴(kuò)展丙烷/空氣混合物L(fēng)b隨φ的增大先減小后增大，通過馬克斯坦長度表征出來的火焰穩(wěn)定性結(jié)論與燃燒波表面結(jié)構(gòu)狀態(tài)非常吻合，說明球形擴(kuò)展燃燒波穩(wěn)定性隨丙烷濃度的增大呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢變化。

圖7 半徑40 mm時火焰表面微觀結(jié)構(gòu)Fig.7 Microstructure of flame surface at radius 40 mm

圖8 不同當(dāng)量比下的馬克斯坦長度Fig.8 Markstein lengths under different equivalence ratios

根據(jù)火焰?zhèn)鞑ヌ卣骺芍?，火焰受浮力不穩(wěn)定性影響小，熱擴(kuò)散不穩(wěn)定性和流體力學(xué)不穩(wěn)定性主導(dǎo)火焰?zhèn)鞑ミ^程。根據(jù)圖9給出的丙烷/空氣混合物L(fēng)e計算結(jié)果可知，Le與φ呈反比關(guān)系變化，并且φ在1.3附近時，Le由大于1變?yōu)樾∮?。表明熱擴(kuò)散因素對火焰穩(wěn)定性的影響逐漸減弱。當(dāng)量比φ小于1.3范圍內(nèi)火焰穩(wěn)定性特征與Le變化趨勢相符，但是繼續(xù)增大丙烷濃度發(fā)現(xiàn)火焰穩(wěn)定性又逐漸增強(qiáng)，熱擴(kuò)散因素對穩(wěn)定性的影響與實(shí)測結(jié)果不相符。經(jīng)過計算火焰熱擴(kuò)散厚度，如圖10所示，發(fā)現(xiàn)球形擴(kuò)展范圍內(nèi)，丙烷/空氣火焰熱擴(kuò)散厚度呈馬鞍形趨勢變化，并且在當(dāng)量比φ位于1.3附近時最小。由于火焰不穩(wěn)定性隨火焰厚度增大而減弱，因此流體力學(xué)不穩(wěn)定性隨混合物濃度的增大先逐漸減弱后快速增強(qiáng)，其轉(zhuǎn)折點(diǎn)位于φ等于1.3附近。綜合2種不穩(wěn)定性因素，可以發(fā)現(xiàn)丙烷/空氣球形擴(kuò)展火焰?zhèn)鞑ゲ环€(wěn)定性是流體力學(xué)因素和熱擴(kuò)散因素共同作用的結(jié)果。低濃度條件下，熱擴(kuò)散因素是維持火焰穩(wěn)定性的主要因素，隨著丙烷濃度的增大，熱擴(kuò)散因素逐漸減弱，同時流體力學(xué)不穩(wěn)定性影響則逐漸增強(qiáng)，并逐漸成為主導(dǎo)火焰不穩(wěn)定性的主要因素，在當(dāng)量比φ位于1.3附近時，火焰穩(wěn)定性達(dá)到最弱。繼續(xù)增大丙烷濃度，流體力學(xué)因素對火焰不穩(wěn)定性的影響快速減弱，因此當(dāng)量比φ等于1.6時，火焰穩(wěn)定性整體上強(qiáng)于φ等于1.3時的情況。

圖9 不同當(dāng)量比下混合物劉易斯數(shù)Fig.9 Lewis number under different equivalence ratios

圖10 不同當(dāng)量比下的火焰厚度Fig.10 Flame thickness under different equivalence ratio

燃燒波形狀和火焰表面微觀結(jié)構(gòu)是火焰穩(wěn)定性的直觀表現(xiàn)，體積力因素、熱擴(kuò)散因素和流體力學(xué)因素是影響火焰穩(wěn)定性的內(nèi)在因素，對于不同濃度條件下的丙烷/空氣混合物，3種因素共同作用但影響權(quán)重各存差異，最終形成丙烷/空氣混合物獨(dú)特的火焰穩(wěn)定特性。在排除初始條件和邊界條件干擾的情況下，預(yù)混氣體火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性特征反映出氣體燃燒的本質(zhì)特征，氣體物質(zhì)自身因素引起的火焰失穩(wěn)越嚴(yán)重，火焰湍流自加速效應(yīng)越強(qiáng)，單位時間質(zhì)量燃燒率越大，燃燒釋放能量的效率越高，對于小尺寸燃燒過程，層流火焰自身失穩(wěn)和加速機(jī)理對燃燒和爆炸后果其決定性作用。

4 結(jié)論

1)丙烷/空氣混合物拉伸火焰隨濃度的變化呈2種不同發(fā)展?fàn)顟B(tài)，靠近爆炸極限(φ≤0.4或φ≥1.9)時，燃燒波逐漸上浮和變形，靠近理論當(dāng)量比(0.7≤φ≤1.6)時，燃燒波以火源為中心呈球形擴(kuò)展。

2)爆炸極限附近丙烷/空氣燃燒波向上飄移和變形過程中火焰表面保持光滑狀態(tài)，拉伸火焰?zhèn)鞑ニ俣刃∮?.5 m/s；在此范圍內(nèi)火焰穩(wěn)定性的主要控制因素為體積力不穩(wěn)定性，量化結(jié)果表明偏離理論當(dāng)量比越遠(yuǎn)，火焰出現(xiàn)駐停的時刻越小，火焰受浮力影響越顯著。

3)理論當(dāng)量比附近時，燃燒波呈球形擴(kuò)展，隨著丙烷濃度增大，火焰表面裂紋數(shù)量按照先逐漸增多后相對減少的趨勢變化,當(dāng)量比等于1.3時火焰表面褶皺發(fā)展最快；火焰表面微觀結(jié)構(gòu)變化規(guī)律與馬克斯坦長度實(shí)測結(jié)果相吻合，火焰穩(wěn)定性隨當(dāng)量比增加呈現(xiàn)馬鞍形趨勢變化，熱-質(zhì)擴(kuò)散因素和流體力學(xué)因素的共存與競爭結(jié)果是球形擴(kuò)展火焰穩(wěn)定性的主導(dǎo)因素。

[1] Kishore V R, Ravi M R, Ray A. Adiabatic burning velocity and cellular flame characteristics of H2-CO-CO2-air mixtures[J]. Combustion and Flame, 2011, 158(11): 2149-2164.

[2] 湯成龍，黃佐華，何佳佳，等．丙烷-空氣-稀釋氣層流燃燒速率測定[J]．內(nèi)燃機(jī)學(xué)報，2008, 26(6): 525-532.

TANG Chenglong, HUANG Zuohua, HE Jiajia, et al. Measurement of laminar burning velocities and markstein lengths of propane-air-diluent premixedflame[J]. Transactions of CSICE, 2008, 26(6): 525-532.

[3] Zhang Y, Wu J, Ishizuka S. Hydrogen addition effect on laminar burning velocity, flame temperature and flame stability of a planar and a curved CH4-H2-air premixed flame[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014, 34(1): 519-527.

[4] Salih A M, Chaichan M T. The effect of initial pressure and temperature upon the laminar burning velocity and flame stability for propane-air mixtures[J]. Global Advanced Research Journal of Engineering, Technology and Innovation, 2014, 3(7): 154-201.

[5] Ebaid M S, Al-Khishali K J. Measurements of the laminar burning velocity for propane: air mixtures[J]. Advances in Mechanical Engineering, 2016, 8(6): 1-17.

[6] Huzayyin AS, Moneib HA, Shehatta MS, Attia AMA. Laminar burning velocityand explosion index of LGP-air and propane-air mixtures[J]. Fuel, 2008; 87:39-57.

[7] 陳先鋒，孫金華，劉義，等．丙烷/空氣預(yù)混火焰層流向湍流轉(zhuǎn)變中微觀結(jié)構(gòu)的研究[J]．科學(xué)通報，2006，51(24): 2920-2925.

CHEN Xianfeng, SUN Jinhua, Liu Yi, et al. Study on the microstructure of propane/air premixed flame from laminar to turbulent transition[J]. Chinese Science Bulletin, 2006, 51(24): 2920-2925.

[8] Baxter M R, Lefebvre A H. Flame stabilization in high-velocity heterogeneous fuel-air mixtures[J]. Journal of Propulsion and Power, 2015, 8(6): 1138-1143.

[9] Vancoillie J, Demuynck J, Galle J, et al. A laminar burning velocity and flame thickness correlation for ethanol-air mixtures valid at spark-ignition engine conditions[J]. Fuel, 2012, 102(3): 460-469.

[10] Law C K, Jomaas G, Bechtold J K. Cellular instabilities of expanding hydrogen/propane spherical flames at elevated pressures: theory and experiment[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2005, 30(30): 159-167.

[11] Mukaiyama K, Kuwana K. Scale effect of flame instability mechanisms on propagation velocity[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2013, 26(2): 387-391.

[12] 張云明，劉慶明，宇燦，等．大能量電點(diǎn)火系統(tǒng)設(shè)計與放電特性實(shí)驗(yàn)研究[J]．高電壓技術(shù)，2014, 40(4): 1267-1274.

ZHANG Yunming, LIU Qingming, YU Can, et al. Design of a big energy electric ignition system and experimental study on its spark discharge characteristics[J]. High Voltage Engineering, 2014, 40(4): 1267-1274.

[13] A S Huzayyin, H A Moneib, M S Shehatta, et al. Laminar burning velocity and explosion index of LPG-air and propane-air mixtures[J]. Fuel, 2008, 87:39-57.

[14] Bechtold J K, Matalon M. The dependence of the marstein length on stoichiometry[J]. Combustion and Flame, 2001, 127: 1906-1903.

[15] Sun C J, Sung C J, He L, et al. Dynamics of weakly stretched flames: quantitative description and extraction of global flame parameters[J]. Combustion and Flame, 1999, 118(1): 108-128.

[16] Law C K, Sung C J. Structure, aerodynamics, and geometry of premixed flamelets[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2000, 26(4-6): 459-505.

[17] Yap D, Peucheret S M, Megaritis A, et al. Natural gas HCCI engine operation with exhaust gas fuel reforming[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2006, 31(5): 587-595.

[18] Jomaas G, Law C K, Bechtold J K. On transition to cellularity in expanding spherical flames[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2007, 583(583): 1-26.

[19] Gu X J, Haq M Z, Lawes M, et al. Laminar burning velocity and Markstein lengths of methane-air mixtures[J]. Combustion and Flame, 2000, 121(1-2): 41-58.

[20] Law C K, Kwon O C. Effects of hydrocarbon substitution on atmospheric hydrogen-air flame propagation[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2004, 29(8): 867-879.