細(xì)長(zhǎng)密閉管道內(nèi)油氣爆炸特性研究

王 波， 杜 揚(yáng)， 李國(guó)慶， 袁廣強(qiáng)， 王世茂

(后勤工程學(xué)院 供油系，重慶 401311)

細(xì)長(zhǎng)密閉管道內(nèi)油氣爆炸特性研究

王 波， 杜 揚(yáng)， 李國(guó)慶， 袁廣強(qiáng)， 王世茂

(后勤工程學(xué)院 供油系，重慶 401311)

針對(duì)長(zhǎng)徑比對(duì)密閉管道內(nèi)汽油蒸汽和空氣的混合氣爆炸特性的影響進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。研究表明：細(xì)長(zhǎng)密閉管道內(nèi)的油氣爆炸壓力為兩階段上升，而壓力上升速率曲線呈現(xiàn)出“雙峰”結(jié)構(gòu)；最大爆炸壓力和取得最大pmax值的最佳油氣濃度均隨管道長(zhǎng)徑比L/D的增加逐漸減小；達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間隨管道長(zhǎng)徑比L/D的增加呈線性關(guān)系增加，且靠近最佳油氣濃度的油氣受管道長(zhǎng)徑比的影響較小，而偏離最佳油氣濃度較遠(yuǎn)的油氣受管道長(zhǎng)徑比的影響較大；隨著油氣濃度的增大，第二個(gè)壓力上升速率峰值先呈指數(shù)增長(zhǎng)，達(dá)到峰值之后呈負(fù)指數(shù)下降；當(dāng)油氣濃度低于臨界濃度時(shí)，第二個(gè)壓力上升速率峰值比第一個(gè)壓力上升速率峰值低，而高于臨界濃度時(shí)則反之；第一個(gè)和第二個(gè)壓力上升速率峰值及取得最大(dp/dt)max2值的油氣濃度均隨管道長(zhǎng)徑比L/D的增加而降低。這些規(guī)律性的結(jié)論可為管道的防抑爆設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)和重要參考。

細(xì)長(zhǎng)密閉管道；油氣；爆炸；長(zhǎng)徑比；爆炸壓力

可燃?xì)怏w已被廣泛地應(yīng)用于化工、能源和動(dòng)力等行業(yè)，然而在儲(chǔ)存、輸送及使用可燃?xì)怏w的各個(gè)環(huán)節(jié)中皆存在爆炸風(fēng)險(xiǎn)，容易發(fā)生爆炸事故[1-3]。在密閉空間中，由于爆炸壓力得不到釋放，即使是一個(gè)較慢的燃燒過程也會(huì)產(chǎn)生壓力[4-5]。常規(guī)泄爆裝置是基于長(zhǎng)徑比L/D<3的容器中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)計(jì)的[6]，對(duì)這類小長(zhǎng)徑比容器中的緩慢爆燃現(xiàn)象比較有效，由于缺乏長(zhǎng)管中的爆炸數(shù)據(jù)，當(dāng)為大長(zhǎng)徑比容器設(shè)計(jì)防爆裝置時(shí)，就無理論依據(jù)可依。因此，對(duì)細(xì)長(zhǎng)密閉管道中的油氣爆炸特征參數(shù)進(jìn)行研究，能為防抑爆裝置的研制、配置提供理論依據(jù)，對(duì)于爆炸災(zāi)害的早期監(jiān)測(cè)與控制具有重大的實(shí)際意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)密閉空間中可燃?xì)怏w的爆炸特性開展了相關(guān)研究。徐景德等[7-8]通過兩種不同尺度巷道內(nèi)可燃?xì)怏w爆炸對(duì)比實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)可燃?xì)怏w爆炸傳播過程中存在明顯的尺寸效應(yīng)。崔益清等[9]研究了球形容器接管后接管長(zhǎng)度對(duì)球形容器內(nèi)和管道末端甲烷氣體爆炸強(qiáng)度的影響。Razus等[10-12]研究了多種碳?xì)淙剂?空氣混合物在長(zhǎng)徑比L/D=1～2.5的密閉圓柱形容器中的爆炸特性，發(fā)現(xiàn)爆燃指數(shù)KG受到容器的長(zhǎng)徑比影響。Phylaktou等[13]研究了乙烯-空氣混合氣在長(zhǎng)徑比L/D=21.6的密閉管道中的火焰?zhèn)鞑?，得到了火焰各個(gè)傳播階段中的壓力上升速率和火焰速度。Bi等[14]數(shù)值模擬研究了甲烷-空氣預(yù)混氣在長(zhǎng)徑比L/D=6～10.35的密閉管道中的爆燃傳播，發(fā)現(xiàn)最大火焰速度隨長(zhǎng)徑比L/D的增大線性增加。以上研究都證實(shí)了管道的尺度、長(zhǎng)徑比對(duì)爆炸參數(shù)有影響，但同時(shí)可以看出：一方面，目前國(guó)內(nèi)的研究主要是集中在以煤礦井下巷道為模型的密閉空間內(nèi)，針對(duì)以輸油輸氣管線為模型的研究較少；另一方面，已有研究對(duì)象主要是甲烷、乙烯等單一成分氣體，針對(duì)成分復(fù)雜的油氣混合物研究較少。本文研究的油氣指的是具有復(fù)雜組分的93#汽油揮發(fā)氣和空氣的混合氣，重點(diǎn)研究長(zhǎng)徑比對(duì)密閉管道內(nèi)油氣爆炸特性的影響。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與方法

油氣爆炸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng),如圖1所示，由實(shí)驗(yàn)管道、壓力采集系統(tǒng)、油氣霧化循環(huán)系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、油氣體積分?jǐn)?shù)測(cè)試系統(tǒng)等組成。在實(shí)驗(yàn)中使用了5種不同長(zhǎng)徑比的鋼制管道和一個(gè)球形容器，其尺寸參數(shù),如表1所示，直徑10 cm的圓管有三節(jié)，長(zhǎng)度分別為86 cm、71 cm、86 cm，可以自由組合成管道C1、C2、C3，在法蘭連接處使用密封墊圈以保證結(jié)合部位的氣密性。壓力采集系統(tǒng)采用TST6300動(dòng)態(tài)采集系統(tǒng)，最高采樣率200 ksps，壓力傳感器采用ZXP610型壓阻式壓力傳感器，量程為0～2 MPa，安裝于管端法蘭中心上。點(diǎn)火系統(tǒng)采用WGDH-5型高能無干擾點(diǎn)火器，點(diǎn)火頭安裝于另一端法蘭中心上，點(diǎn)火器點(diǎn)火是通過電容器充電放電實(shí)施的，根據(jù)W=(CU2)/2可以換算得到點(diǎn)火能量，在實(shí)驗(yàn)中采用1 μF電容、1 500 V電壓，即點(diǎn)火能量為1.125 J。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

每次實(shí)驗(yàn)前先對(duì)管道進(jìn)行充氣。分壓原理配氣方法主要用于常溫下為氣態(tài)的可燃?xì)怏w，針對(duì)汽油這種特殊介質(zhì)并不適用，因此設(shè)計(jì)了專用的配氣系統(tǒng)。圖1所示的油氣霧化循環(huán)系統(tǒng)由電磁式空氣泵、球閥、油瓶、三通等組成，空氣泵的流量為50 L/min。配氣時(shí)，只開球閥1、球閥4，利用空氣泵產(chǎn)生的高壓氣流使汽油“沸騰”而迅速揮發(fā)產(chǎn)生汽油蒸汽，充入管道。待充入一定蒸汽后，關(guān)閉球閥1、球閥4，打開球閥2、球閥3，對(duì)混合氣進(jìn)行循環(huán)攪拌。為了保證油氣混合均勻，每次循環(huán)15 min，循環(huán)結(jié)束后，關(guān)閉氣體入口和出口球閥。在點(diǎn)火之前靜置30 s，保證管道內(nèi)氣體處于靜止?fàn)顟B(tài)，從而降低循環(huán)時(shí)產(chǎn)生的湍流對(duì)爆炸的影響。

表1 密閉容器的尺寸參數(shù)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 密閉容器中油氣爆炸壓力的基本特征

為了研究密閉容器中油氣爆炸壓力的變化規(guī)律，對(duì)三種不同形狀容器中的壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析。由圖2可知，密閉容器中油氣爆炸壓力呈現(xiàn)出兩種不同的形態(tài)：在圓管C0和方管R中，壓力為兩階段上升；而在球形容器S中，壓力卻為單一階段上升。由此可知，爆炸壓力與容器的形狀密切相關(guān)。在管道中，初期的火焰以半球面的形狀向前傳播[15]，但由于受到徑向管壁的約束，某一時(shí)刻火焰會(huì)與管壁接觸，火焰觸壁必然會(huì)引起熱損失的增加，導(dǎo)致壓力上升速率下降，壓力上升的第一階段結(jié)束。隨后進(jìn)入壓力上升的第二階段，此階段是爆炸反應(yīng)釋熱和管壁散熱共同作用的結(jié)果。顯然，火焰?zhèn)鞑ミ^程中的第一次觸壁是壓力兩階段上升的內(nèi)因。而球形容器具有中心對(duì)稱性，在容器中心點(diǎn)火后，火焰以球狀向外傳播，球面壁對(duì)各個(gè)方向上火焰的約束是一致的，球形容器中的爆炸為單純超壓爆炸[16]，壓力為單一階段上升。因此壓力的兩階段上升是細(xì)長(zhǎng)密閉管道等狹長(zhǎng)密閉空間中油氣爆炸的特有規(guī)律。通過圖2和表2可知，壓力上升的兩階段持續(xù)時(shí)間不同，且第一階段的持續(xù)時(shí)間t1總比第二階段的持續(xù)時(shí)間t2長(zhǎng)。對(duì)于圓管C0中的1.35%、1.72%和2.11%等三個(gè)濃度，t1、t2之間的差值分別為28.3 ms、15.9 ms、31.3 ms，說明兩階段的持續(xù)時(shí)間之差與油氣濃度有關(guān)。而在方管R中，t1、t2之間的差值為54.85 ms,即t1=2t2。

對(duì)應(yīng)于壓力的兩階段上升，圓管C0和方管R中的壓力上升速率呈現(xiàn)出“雙峰”結(jié)構(gòu)，而球形容器S中為“單峰”結(jié)構(gòu)。為了區(qū)別爆炸傳播過程中第一階段和第二階段的壓力上升速率，本文引入了“第一個(gè)壓力上升速率(dt/dt)1”和“第二個(gè)壓力上升速率(dt/dt)2”兩個(gè)術(shù)語(yǔ)。由圖2和表2可知，壓力上升速率的雙峰高低與油氣濃度有關(guān)。在圓管C0中，油氣濃度<1.35%時(shí)，第一個(gè)壓力上升速率峰值(dt/dt)max1比第二個(gè)壓力上升速率峰值(dt/dt)max2大，而油氣濃度>1.72%時(shí)則反之，因此1.35%和1.72%之間必然存在一個(gè)濃度使得這兩個(gè)值的相對(duì)大小發(fā)生轉(zhuǎn)變，對(duì)于1.72%和2.11%兩個(gè)濃度，(dt/dt)max2分別是(dt/dt)max1的2.09倍、2.15倍，而在方管R中，兩者的差值為36.83 bar/s。

(a) 圓管C0中油氣濃度1.35%

(b) 圓管C0中油氣濃度1.72%

(c) 方管R中油氣濃度1.38%

(d) 球形容器S中油氣濃度1.18%

表2 密閉容器中油氣爆炸的特性參數(shù)

Tab.2 Characteristic parameter in closed vessels for explosion of gasoline-air mixture

容器濃度/%第1階段的持續(xù)時(shí)間t1/ms第2階段的持續(xù)時(shí)間t2/ms第一個(gè)壓力上升速率峰值/(bar·s-1)第二個(gè)壓力上升速率峰值/(bar·s-1)C01.3589.661.3135.16101.631.7262.746.8141.63296.582.11124.893.555.68119.85R1.38109.754.8588.2651.43S1.18262.25-58.74-

2.2 細(xì)長(zhǎng)密閉管道內(nèi)的pmax、Tmax及(dp/dt)max的變化

密閉容器中氣體爆炸的演變規(guī)律常用最大爆炸壓力pmax、達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間Tmax及最大壓力上升速率(dt/dt)max等參數(shù)來表征[17]，本文也從這三個(gè)參數(shù)著手，對(duì)汽油蒸汽和空氣的混合氣爆炸特性進(jìn)行了分析。

2.2.1 最大爆炸壓力pmax

油氣濃度對(duì)最大爆炸壓力的影響,如圖3所示，采用了圓管C0和C1中的壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行繪圖。由圖3可知，最大爆炸壓力受到油氣濃度和長(zhǎng)徑比的影響，對(duì)于汽油蒸汽和空氣的混合氣，隨著油氣濃度的增大，最大爆炸壓力呈現(xiàn)出先增大后減小的變化規(guī)律，Razus等也得到了類似的結(jié)論，這是可燃?xì)怏w和空氣的混合物爆炸的一個(gè)共同特征。Law等[18]研究發(fā)現(xiàn)這種變化規(guī)律是由反應(yīng)產(chǎn)物的分解及分解引起的放熱減少引起的，因?yàn)榈蜐舛葌?cè)反應(yīng)產(chǎn)物的分解程度比高濃度側(cè)更高，同時(shí)伴隨著較低的熱量釋放，達(dá)到峰值之后就會(huì)在高濃度側(cè)發(fā)生轉(zhuǎn)變。由圖3還知，不同油氣濃度下爆炸產(chǎn)生的峰值壓力差別很大，這與爆炸過程中的反應(yīng)放熱密不可分。當(dāng)量比Ф常被用來表示燃料-氧化劑混合物的構(gòu)成，當(dāng)量比定義為[19]

(1)

式中:A/F為空氣-燃料比；F/A為燃料-空氣比；下標(biāo)stoic為化學(xué)當(dāng)量值的英文縮寫。由式(1)可知，當(dāng)Ф>1時(shí)，為富燃料混合物；當(dāng)Ф<1時(shí)，為貧燃料混合物；當(dāng)Ф=1時(shí)，表示化學(xué)反應(yīng)中燃料剛好能耗盡氧氣。根據(jù)燃燒學(xué)理論，取得最大pmax值的最佳油氣濃度對(duì)應(yīng)的化學(xué)當(dāng)量比略>1，因此油氣濃度越靠近最佳油氣濃度，爆炸反應(yīng)越充分，放熱量越大，峰值壓力越大，而越靠近油氣的爆炸下限和上限，爆炸反應(yīng)越不完全，放熱量越小，峰值壓力也就越小。同時(shí)，在所有管道中，最佳油氣濃度位于1.5%～2%，隨著管道長(zhǎng)徑比的增加，最佳油氣濃度會(huì)減小，圓管C0中的最佳油氣濃度為1.87%，而圓管C1中為1.82%。在整個(gè)濃度范圍內(nèi)，圓管C1中的最大爆炸壓力均比圓管C0中的最大爆炸壓力小，這是由增加的熱損失引起的，因?yàn)閳A管C1比圓管C0長(zhǎng)，那么火焰與管壁的接觸時(shí)間自然就會(huì)更長(zhǎng)，引起的熱損失就更多。

圖3 油氣濃度對(duì)最大爆炸壓力的影響

長(zhǎng)徑比L/D對(duì)最大爆炸壓力的影響,如圖4所示。當(dāng)油氣濃度為一定值時(shí)，隨著管道長(zhǎng)徑比L/D的增加，最大爆炸壓力逐漸減小，Bi等在數(shù)值模擬長(zhǎng)密閉管道內(nèi)甲烷/空氣爆燃時(shí)也得到了類似的結(jié)果。最大爆炸壓力隨長(zhǎng)徑比的增加而減小現(xiàn)象與管壁傳熱密切相關(guān)，因?yàn)楣艿赖拈L(zhǎng)徑比越大，火焰與管壁之間的接觸時(shí)間更長(zhǎng)，火焰經(jīng)過管壁會(huì)傳遞更多的熱量到大氣中，因而減少了可用于氣體壓縮和加熱的熱量。

2.2.2 達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間Tmax

油氣濃度對(duì)達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間的影響,如圖5所示，采用了圓管C1和C2中的數(shù)據(jù)進(jìn)行繪圖。由圖5可知，達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間受到油氣濃度和長(zhǎng)徑比的影響，對(duì)于汽油蒸汽和空氣的混合氣，隨著油氣濃度的增大，達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間呈現(xiàn)出先減小后增大的變化規(guī)律。在整個(gè)濃度范圍內(nèi)，圓管C2中的Tmax值均比圓管C1中的大，這是由管道容積和火焰?zhèn)鞑ミ^程的熱損失大小決定的。同時(shí)，在所有管道中，取得最小Tmax值的油氣濃度位于1.5%～1.85%。

圖4 長(zhǎng)徑比L/D對(duì)最大爆炸壓力的影響

圖5 油氣濃度對(duì)達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間的影響

Fig.5 Influence of initial concentration on time to maximum explosion pressure

長(zhǎng)徑比L/D對(duì)達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間的影響如圖6所示，當(dāng)油氣濃度為一定值時(shí)，隨著管道長(zhǎng)徑比L/D的增加，Tmax呈線性關(guān)系逐漸增加，Tmax與長(zhǎng)徑比之間的線性關(guān)系為：濃度為1.97%時(shí)，Tmax=0.005 1x+0.141，R2=0.972；濃度為2.1%時(shí)，Tmax=0.010 8x+0.194，R2=0.986；濃度為2.35%時(shí)，Tmax=0.029 5x+0.321，R2=0.971。由2.2.1節(jié)可知，最佳油氣濃度在1.8%左右，由圖6可知，靠近最佳油氣濃度的1.97%和2.1%兩個(gè)濃度受管道長(zhǎng)徑比的影響較小，而偏離最佳油氣濃度較遠(yuǎn)的2.35%受管道長(zhǎng)徑比的影響較大。

2.2.3 第一個(gè)壓力和第二個(gè)壓力上升速率

油氣濃度對(duì)第一個(gè)壓力上升速率峰值的影響,如圖7所示，采用了圓管C0、C1和C2中的數(shù)據(jù)進(jìn)行繪圖。由圖7可知，第一個(gè)壓力上升速率峰值受到油氣濃度和長(zhǎng)徑比的影響，對(duì)于汽油蒸汽和空氣的混合氣，隨著油氣濃度的增大，第一個(gè)壓力上升速率峰值呈現(xiàn)出先增大后減小的變化規(guī)律。在整個(gè)濃度范圍內(nèi)，較大長(zhǎng)徑比管道中的第一個(gè)壓力上升速率峰值均比較小長(zhǎng)徑比管道中的大，當(dāng)油氣濃度靠近爆炸上下限時(shí)，兩種長(zhǎng)徑比管道中的第一個(gè)壓力上升速率峰值離得較近，而當(dāng)油氣濃度在1.25%～2%時(shí)，兩種長(zhǎng)徑比管道中的峰值差值較大。

圖6 長(zhǎng)徑比L/D對(duì)達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間的影響

圖7 油氣濃度對(duì)第一個(gè)壓力上升速率峰值的影響

Fig.7 Influence of initial concentration on the first maximum rate of pressure rise

油氣濃度對(duì)第二個(gè)壓力上升速率峰值的影響,如圖8～圖10所示，隨著油氣濃度的增大，第二個(gè)壓力上升速率峰值先呈指數(shù)增長(zhǎng)，達(dá)到峰值之后呈負(fù)指數(shù)下降。當(dāng)油氣濃度低于臨界濃度時(shí)，第二個(gè)壓力上升速率峰值比第一個(gè)壓力上升速率峰值低，而管道C0、C1和C2中的臨界濃度值分別為1.48%、1.3%、1.25%。根據(jù)表面燃燒理論可知，火焰面積與質(zhì)量燃燒速率成正比，因此也與壓力上升速率成正比。在管道中，初期的層流火焰以半球面的形狀向前傳播，由于徑向管壁的約束，火焰在某一時(shí)刻會(huì)與管壁接觸，火焰觸壁將引起熱損失的增加，同時(shí)還會(huì)使得大部分火焰面積突然消失，引起質(zhì)量燃燒速率下降，從而導(dǎo)致熱釋放速率減少，因此壓力上升速率的降低是高熱損失和低熱釋放速率共同作用的結(jié)果。陳東梁等[20]研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)甲烷含量接近當(dāng)量值時(shí)，預(yù)混氣體火焰?zhèn)鞑ブ袝?huì)形成Tulip火焰結(jié)構(gòu)。當(dāng)油氣濃度高于臨界濃度時(shí)，第二個(gè)壓力上升速率峰值比第一個(gè)壓力上升速率峰值高，這是因?yàn)楫?dāng)油氣濃度大于臨界值時(shí)，預(yù)混火焰在向前傳播過程中，火焰陣面逐漸形成了Tulip火焰結(jié)構(gòu)，在Tulip火焰陣面中出現(xiàn)了卷曲、褶皺，火焰面積不斷加大并大于半球形火焰時(shí)的面積，燃燒速率大幅提高，熱釋放速率得到加強(qiáng)，壓力上升速率峰值更高。而針對(duì)甲烷、乙烯、氫氣等單一成分氣體，Phylaktou等研究發(fā)現(xiàn)在整個(gè)濃度范圍內(nèi)第二個(gè)壓力上升速率峰值低于第一個(gè)壓力上升速率峰值。

圖8 圓管C0(L/D=2)中的最大壓力上升速率

圖9 圓管C1(L/D=8.6)中的最大壓力上升速率

圖10 圓管C2(L/D=15.7)中的最大壓力上升速率

Fig.10 Maximum rate of pressure rise in the tube C2 withL/D=15.7

取得最大(dp/dt)max1值的油氣濃度受管道長(zhǎng)徑比的影響較小，維持在1.6%左右，而取得最大(dp/dt)max2值的油氣濃度隨著管道長(zhǎng)徑比的增加而降低，管道C0、C1和C2中的值分別為1.84%、1.6%、1.47%，且臨界濃度也會(huì)跟著降低。盡管隨著管道長(zhǎng)徑比的增加，最大爆炸壓力將減小，也足以破壞大多數(shù)結(jié)構(gòu)，但最大(dp/dt)max2值將在更低的油氣濃度下取得，此濃度在儲(chǔ)存、輸送及使用可燃?xì)怏w過程中是很容易形成的，因此我們應(yīng)該重視大長(zhǎng)徑比管道的加固和泄爆設(shè)計(jì)工作。

長(zhǎng)徑比L/D對(duì)最大壓力上升速率的影響,如圖11所示，當(dāng)油氣濃度為一定值時(shí)，第一個(gè)和第二個(gè)壓力上升速率峰值均隨著管道長(zhǎng)徑比L/D的增加而降低，這是因?yàn)楫?dāng)長(zhǎng)徑比L/D增加時(shí)，火焰和管壁之間的接觸時(shí)間變長(zhǎng)，熱損失增加，而可用于氣體反應(yīng)的熱量就相對(duì)減少。由圖11可知，存在一個(gè)臨界長(zhǎng)徑比15.7，當(dāng)管道長(zhǎng)徑比<15.7時(shí)，最大壓力上升速率隨長(zhǎng)徑比的增加下降較快，而當(dāng)管道長(zhǎng)徑比>15.7時(shí)，最大壓力上升速率下降緩慢。

圖11 長(zhǎng)徑比L/D對(duì)最大壓力上升速率的影響

3 結(jié) 論

針對(duì)細(xì)長(zhǎng)密閉管道內(nèi)汽油蒸汽和空氣的混合氣爆炸特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，通過分析爆炸參數(shù)得出如下結(jié)論：

(1) 細(xì)長(zhǎng)密閉管道內(nèi)的油氣爆炸壓力為兩階段上升，火焰?zhèn)鞑ミ^程中的觸壁是壓力兩階段上升的內(nèi)因，同時(shí)壓力上升速率曲線呈現(xiàn)出“雙峰”結(jié)構(gòu)。

(2) 最大爆炸壓力受到油氣濃度和長(zhǎng)徑比的影響。隨著管道長(zhǎng)徑比L/D的增加，最大爆炸壓力逐漸減小，取得最大pmax值的最佳油氣濃度也逐漸減小。

(3) 隨著管道長(zhǎng)徑比L/D的增加，達(dá)到最大爆炸壓力所需時(shí)間呈線性關(guān)系逐漸增加，而且靠近最佳油氣濃度的油氣受管道長(zhǎng)徑比的影響較小，偏離最佳油氣濃度較遠(yuǎn)的油氣受管道長(zhǎng)徑比的影響較大。

(4) 隨著油氣濃度的增大，第二個(gè)壓力上升速率峰值先呈指數(shù)增長(zhǎng)，達(dá)到峰值之后呈負(fù)指數(shù)下降。當(dāng)油氣濃度低于臨界濃度時(shí)，第二個(gè)壓力上升速率峰值比第一個(gè)壓力上升速率峰值低，而高于臨界濃度時(shí)則反之。第一個(gè)和第二個(gè)壓力上升速率峰值均隨著管道長(zhǎng)徑比L/D的增加而降低，同時(shí)取得最大(dp/dt)max2值的油氣濃度及臨界濃度也隨著管道長(zhǎng)徑比的增加而降低。

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Tests for explosion characteristics of gasoline-air mixture in an elongated closed tube

WANG Bo, DU Yang, LI Guoqing, YUAN Guangqiang, WANG Shimao

(Department of Petroleum Supply Engineering, Logistical Engineering University, Chongqing 401311, China)

Tests for effects of aspect ratioL/Don explosion characteristics of gasoline-air mixture in a closed tube were performed. The results showed that explosion pressure of gasoline-air mixture in an elongated closed tube rises in the form of two stages, the pressure rise rate curve presents a double-peak configuration; the maximum explosion pressure and the optimal gasoline-air concentration to get the maximumpmaxvalue decrease gradually with increase inL/Dratio; the time to reach the maximum explosion pressure increases linearly with increase inL/Dratio, and the gasoline-air mixture near the optimal gasoline-air concentration is less affected by the aspect ratioL/Din comparison with those far from the optimal gasoline-air concentration; the second peak of pressure rise rate increases exponentially firstly and decreases in a negative exponential form after reaching the peak with increase in gasoline-air concentration; when the gasoline-air concentration is lower than the critical concentration, the second peak of pressure rise rate is lower than the first peak, while the result is the opposite when the gasoline-air concertration is higher than the critical concentration. All the first and second peaks of pressure rise rate and the gasoline-air concentration to get the maximum (dp/dt)max2value decline with increase inL/Dratio. These conclusions provided a theoretical basis and an important reference for the explosion proof design of pipelines.

elongated closed tube; gasoline-air mixture; explosion; aspect ratioL/D; explosion pressure

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51276195)

2016-06-23 修改稿收到日期：2016-09-09

王波 男，博士，1988年生

杜揚(yáng) 男，博士，教授，1958年生

X932

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.09.013