點火能對丙烷-空氣預混氣體爆炸過程 及管壁動態(tài)響應的影響*

周 寧，張國文，王文秀，趙會軍，袁雄軍，黃維秋

(常州大學油氣儲運技術省重點實驗室，江蘇 常州 213016)

近年來，天然氣泄漏爆炸事故頻繁發(fā)生，氣體爆炸引起管壁撕裂造成二次甚至多次爆炸使事故后果更加嚴重。因此，對管道內(nèi)可燃氣體爆炸規(guī)律和管壁的動態(tài)響應研究非常重要。前人在該領域開展了較多研究，取得了一些成果。周凱元等[1]通過管道內(nèi)丙烷-空氣的預混氣體爆燃實驗，研究了管道直徑、點火能量以及障礙物等因素對爆燃波火焰陣面?zhèn)鞑サ挠绊懸?guī)律。Dobashi[2]進行了湍流對爆炸傳播規(guī)律影響的實驗研究,發(fā)現(xiàn)湍流會使火焰陣面擾動加劇, 而使火焰?zhèn)鞑ゼ铀?。Thomas等[3]和Gamezo等[4]通過實驗研究了入射激波和反射激波對火焰的干擾作用，結果表明入射激波及反射激波在很多情況下能明顯地促進火焰?zhèn)鞑?。盧捷等[5]、丁以斌等[6]和Zhu等[7]認為前驅壓縮波加熱火焰前未燃氣體和湍流的正反饋是造成火焰加速的重要因素。目前，點火能對密閉管道內(nèi)預混氣體燃爆特性的研究多針對甲烷氣體[8-10]，不同點火能下丙烷預混氣體的燃爆特性還不清楚，并且可燃氣爆炸對輸送管道薄壁的加載特性的研究也不系統(tǒng)，現(xiàn)有研究主要集中在固體炸藥爆炸載荷作用對船艦等結構破壞[11-13]。本文中基于可燃氣長輸管道的安全運營和安全設計，開展不同點火能工況下丙烷-空氣預混氣體在封閉管道內(nèi)起爆的實驗研究，探索管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律和管壁動態(tài)響應，以期豐富此類研究并為控制可燃氣體爆炸破壞提供參考。

1 實 驗

1.1 實驗裝置

如圖1所示，實驗裝置主要由配氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、實驗管道以及測試采集系統(tǒng)等組成[14]。配氣系統(tǒng)包括40 L體積分數(shù)為99.9%的丙烷儲氣瓶、預混氣體儲罐和空壓機。實驗用體積分壓比配置預混氣體并靜置8小時，實驗前先將管道抽真空，再充入預混氣體。點火裝置采用EPT-6和EPT-7s點火能裝置，點火能量可調(diào)，最小點火能量50 mJ，最大點火能量20 000 mJ，其工作原理是交流電經(jīng)整流逆變升壓整流后貯存在儲能電容器中，貯能電容儲存的能量從輸出端輸出至電嘴釋放，產(chǎn)生火花放電。實驗管道為316型無縫不銹鋼管，其設計最大可承受內(nèi)壓為6 MPa，管道外徑為136 mm，內(nèi)徑為125 mm，壁厚為5.5 mm，總長度為12 m。測試采集系統(tǒng)包括火焰?zhèn)鞲衅?、壓力傳感器、應變片、型超動態(tài)應變儀和數(shù)據(jù)采集處理系統(tǒng)。

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Sketch map of experimental set-up

1.2 傳感器布置

為研究丙烷-空氣預混氣體在管道內(nèi)爆炸火焰和壓力的傳播規(guī)律及管壁的動態(tài)加載，按圖2布置傳感器。右側為點火端，F(xiàn)1～F10為火焰?zhèn)鞲衅?，響應時間不大于100 μs，P11～P16為6個壓力傳感器，動態(tài)頻響最高可達到2 000 kHz，遲滯0.05%FS。S17和S18為兩組應變傳感器。將F4與P13、F6與P14、F7與P15、F8與P16通道的傳感器布置在管道同一位置處，探究同一位置處的壓力信號與光電信號。另外，將P12與S17、P16與S18通道的傳感器布置在同一位置處，具體編號及位置見表1。實驗采用半導體應變片來監(jiān)測管壁的環(huán)向應變，該半導體應變片靈敏度約為普通電阻式應變計的55倍[14]，可以監(jiān)測更小范圍內(nèi)的動態(tài)應變信號。各傳感器距點火位置的距離詳見表1。

圖2 傳感器布置圖Fig.2 Arrangement diagram of sensors

傳感器編號傳感器類型距點火端距離/m傳感器編號傳感器類型距點火端距離/mF1光電1.5F10光電11.5F2光電2.0P11壓力2.0F3光電4.5P12壓力4.5F4光電5.0P13壓力5.0F5光電5.5P14壓力7.5F6光電7.5P15壓力8.0F7光電8.0P16壓力10.5F8光電10.5S17應變4.5F9光電11.0S18應變10.5

1.3 實驗條件

為了獲取不同點火能作用下管道內(nèi)預混氣體爆炸壓力和管壁動態(tài)載荷，配置丙烷體積分數(shù)為4.5%的丙烷-空氣預混氣體，再分別測定點火能為0.1、0.5、1、2、4、8、16、19 J共8種工況下光電信號、壓力信號和管壁應變信號。實驗溫度為15～18 ℃、壓力為常壓，管道內(nèi)不設置任何障礙物，管道末端由平整的不銹鋼盲板密封。

2 結果討論與分析

2.1 同一位置處火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c壓力

圖3 同一位置處光電信號和壓力信號Fig.3 Photoelectric signal and pressure signal at the same position

圖3為1 J點火能下同一位置處，即F4與P13、F6與P14、F7與P15、F8與P16，光電信號(U)時程曲線與壓力(p)時程曲線。

圖3顯示壓力波傳播速度比火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣纫欤瑝毫Σㄒ恢蔽挥诨鹧骊嚸娴那岸?，表明本次實驗管道?nèi)的爆炸處于爆燃狀態(tài)。信號起跳點的時差，隨著氣體爆炸向管道下游的傳播，火焰信號與壓力信號之間光電信號在爆炸過程中不斷發(fā)生突躍。這是因為前驅壓力波到達管道末端時，形成反射波，反射波為壓縮波，并由管道的末端向點火端傳播。當末端反射波與燃燒反應區(qū)相遇時，反射波增大了波陣面后方燃燒區(qū)預混氣體的擾動，對當?shù)乜扇細馊紵鸬搅苏畹淖饔?，同時反射波對火焰厚度方向的壓縮作用增大火焰亮度[14]。

方框內(nèi)的信號表明火焰在傳播過程中出現(xiàn)了熄滅與復燃。這是因為爆炸場內(nèi)反射波與火焰內(nèi)部反應區(qū)相遇時，火焰的傳播速度未受到明顯影響，但反射波的氣體伴流作用造成火焰內(nèi)部的分離導致火焰短暫熄滅；由于后續(xù)化學反應不斷提供能量加上反射波的疊加作用，使火焰復燃。

2.2 沖擊波加載下管壁應變

圖4為點火能量0.5 J時，爆炸實驗中2組相同位置處的壓力(p)信號與應變(ε)信號。在其他點火能量下，壓力信號和應變信號的對應關系與0.5 J的一致，在此就不多加贅述。P12和P16通道壓力先是受到點火釋放的化學能發(fā)生突躍，緊接著壓力波向管道下游傳播，該測點處壓力值出現(xiàn)短暫下降，之后壓力值又向上突躍，并且壓力信號在上下波動中達到穩(wěn)定狀態(tài)。爆炸產(chǎn)生的前驅沖擊波向管道下游傳播，在管道末端形成反射波，反射波為壓縮波，自管道末端向點火端傳播。由于沖擊波傳播速度比火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣纫?，所以前驅沖擊波產(chǎn)生的來回反射波在傳播過程中會不斷地和火焰陣面相遇，反射波產(chǎn)生的同向伴流激勵了火焰加速傳播，而火焰的加速傳播又正反饋于壓力波的傳播，使得爆炸壓力又出現(xiàn)上升現(xiàn)象。方框內(nèi)的壓力信號就是由前驅沖擊波產(chǎn)生的，緊接著向上突躍的信號則是反射波激勵作用引起的。

圖4 反射沖擊波對管道內(nèi)壓力波傳播與管壁應變的影響Fig.4 Effects of shock wave reflection on pipeline pressure wave propagation and tube wall strain

方框內(nèi)P12通道爆炸峰值壓力是0.159 MPa，之后由反射波疊加作用產(chǎn)生的爆炸壓力峰值是0.329 2 MPa，滿足剛壁反射效應[15](反射波峰值壓力是入射壓力的2倍)。由于空載管道中不存在障礙物對前驅沖擊波的激勵作用，故而管道薄壁最大應變主要受來回反射波的疊加作用。爆炸過程中管壁應變首先由爆炸瞬間產(chǎn)生的前驅沖擊波引起突躍，之后受到來回反射波的不斷疊加作用出現(xiàn)最大應變，最后在上下震蕩中達到穩(wěn)定狀態(tài)。應變信號與壓力信號具有一致性，管壁在爆炸場內(nèi)沖擊載荷作用下發(fā)生形變，當壓力發(fā)生突變時，管壁動態(tài)應變也會相應地發(fā)生突變。管壁應變在上下波動中最終達到穩(wěn)定狀態(tài)。從圖中可以看出最大應變與最大壓力同時出現(xiàn)，即管道內(nèi)爆炸壓力最大時，管壁形變也最大，破壞效應最明顯。

2.3 爆炸峰值壓力和最大應變與點火能量的函數(shù)關系

圖5和圖6分別是不同點火能下，對封閉管道內(nèi)丙烷-空氣預混氣爆炸最大峰值壓力和管壁最大應變進行擬合，其中：p為壓力，εmax為最大應變，Ei為點火能。圖5對應方程函數(shù)p/MPa=-8.5×10-4(Ei/J)2+0.034Ei/J+0.368 58。從函數(shù)曲線看，最大爆炸峰值壓力和點火能量呈非線性關系。點火能量越高，最大爆炸峰值壓力越大。點火爆炸過程是多個基元反應組合而成的鏈式反應過程，點火能量越高，鏈式反應產(chǎn)生的自由基數(shù)目就越高，更多活化分子參與化學反應，從而加快了化學反應速度，引起爆炸場內(nèi)更多微粒分子的撞擊，最終造成最大爆炸峰值壓力增加。

圖5 不同點火能下最大爆炸峰值壓力擬合曲線Fig.5 Maximum explosion peak pressure fitting curve at different ignition energy

圖6 不同點火能下薄壁最大應變擬合曲線Fig.6 Maximum micro strain fitting curve at different ignition energy

圖6對應函數(shù)εmax=-0.105 86(Ei/J)2+3.628 1Ei/J+8.729 87。從物理函數(shù)曲線看，管壁最大應變和點火能量也呈簡單的非線性關系，函數(shù)曲線與圖5非常相似。說明點火能量對爆炸峰值壓力和管道薄壁應變的影響一致，繼而說明了封閉管道內(nèi)可燃氣體爆炸引起管道薄壁的應變與爆炸壓力有較好的一致性。點火能量對丙烷-空氣預混氣爆炸最大微應變有明顯影響，點火能量越高，管壁最大微應變越大，引起的破壞效應就會越大。

3 基于小波分析的管壁應變率分析

3.1 管壁應變小波分析

管壁應變信號的結構和頻譜都是時變的，具有突變速度快、持續(xù)時間短等特點，是典型的非平穩(wěn)信號。小波分析對信號的處理實際上是通過小波基的伸縮及平移等運算功能對信號進行多尺度細化分析，因此小波分析可以解決傳統(tǒng)傅里葉變換不能解決的問題[16]。使用小波對壓力波信號和管壁應變信號進行分析時，分解層數(shù)與原始信號采集頻率和爆炸信號采集分析儀的工作頻帶有關。原始信號的采樣頻率fs=200 kHz，因此分析頻率fN=fs/2=100 kHz，則每個頻帶對應的頻率范圍見表2。

表2 小波分解頻帶表Table 2 Frequency bandTable of wavelet decomposition

對測得的應變信號進行小波分析，以研究不同點火能下應變信號的時頻特性，選用db8小波基進行分析，根據(jù)實驗中應變信號特征，對8個不同點火能影響下爆炸管壁的動態(tài)響應分別進行11層小波分解，結果表明信號主體分布于0～48.83 Hz的低頻帶內(nèi)，另外，應變會受到來回反射波的疊加作用，因此信號的細節(jié)較為廣泛地分布于48.83～781.25 Hz。圖7給出了點火能為0.5 J時，應變信號的小波分析結果。

圖7 末端閉口時應變信號小波分析Fig.7 Wavelet analysis of the strain signal with port closure

從圖7中可以看出，應變信號的主體仍然分布在其低頻頻帶a11內(nèi)，而高頻部分則廣泛地分布于d8～d11內(nèi)。前驅沖擊波引起的沖擊應變主體分布在a11頻帶內(nèi)，但其上升沿細節(jié)則主要分布在d8～d9的高頻范圍內(nèi)，如圖7中框內(nèi)部分所示。由于應變信號主要是由沖擊波在管道兩端的來回反射疊加作用引起的，因此信號的細節(jié)較為廣泛地分布于d8～d11內(nèi)，對應頻率范圍為48.83～781.25 kHz，其中d8頻帶內(nèi)已包含較多的周期性干擾信號，但兩端密封管道在內(nèi)部氣體爆炸載荷作用下的應變信號基本上分布在1 kHz以下的頻率范圍內(nèi)。

3.2 管道薄壁應變率

為得到管壁應變加載狀態(tài)，圖8給出了0～48.83 Hz頻帶內(nèi)薄壁應變率時程曲線。圖中清楚地表明了在封閉空載管道內(nèi)可燃氣體爆炸實驗中，點火能量對薄壁應變率有顯著影響。當點火能為8、16和19 J時，管道薄壁的最大應變率均大于10-3s-1，處于動態(tài)加載，研究的問題屬于動態(tài)力學范疇。當點火能小于8 J時，管道薄壁的最大應變率均大于10-5s-1而又小于10-3s-1，沖擊波對薄壁加載屬于準靜態(tài)加載。

圖8 不同點火能下的管道薄壁應變率Fig.8 Thin wall strain rate at different ignition energies

上述工況下的應變率時程曲線只分析0～48.83 Hz低頻帶內(nèi)的主體部分，在48.83～781.25 Hz范圍內(nèi)仍然存在著沖擊應變，所以下文繼續(xù)對最小點火能為0.1 J時的薄壁應變率時程曲線進一步分析。圖9給出了位于0～97.66 Hz及0～197.32 Hz頻帶內(nèi)的薄壁應變率時程曲線。

從圖9可以看出，0～97.66 Hz頻帶內(nèi)最大應變率接近10-3s-1，此時應變是動態(tài)加載的臨界狀態(tài)。繼續(xù)分析0～197.32 Hz頻帶內(nèi)的應變率時程曲線，最大應變率超過10-3s-1，屬于動態(tài)加載。小波分析得出應變信號基本分布在0～781.25 Hz內(nèi)，故而實驗工況下管壁應變屬于動態(tài)響應。應變率一直在上下動蕩中達到最高，最終趨于穩(wěn)定。這是因為應變率同應變一樣受到來回反射波的疊加作用，管壁發(fā)生形變不斷加強，變形越來越快，但隨著反射波能量的損耗最終趨于零。在有爆炸風險運行的管道、壓力容器等設備、結構設計時，不僅要考慮靜荷載的作用，還要考慮動態(tài)加載時的破壞效應，將靜態(tài)力學與動態(tài)力學相結合。

圖9 不同頻帶內(nèi)的薄壁應變率時程曲線Fig.9 Tube wall strain rate time history curves in different frequency bands

4 結 論

通過改變點火能量，對丙烷-空氣預混氣在封閉管道內(nèi)的爆炸特性以及爆炸沖擊波對管壁的加載作用進行實驗測試與分析，得出以下結論：

(1) 點火能量越大，爆炸反應越劇烈，爆炸壓力及管壁最大應變就越大。管壁薄壁的最大應變和點火能量呈非線性關系，與最大爆炸峰值壓力和點火能量的非線性關系相似；

(2) 整個爆炸過程中應變信號和壓力波信號呈現(xiàn)較好的一致性，管壁環(huán)向應變先在前驅沖擊波的加載下產(chǎn)生突越，之后受到激波來回反射疊加作用出現(xiàn)較長時間的震蕩，最終達到穩(wěn)定狀態(tài)；大長徑比封閉管道內(nèi)，使用較強能量點火，管壁應變屬于動態(tài)響應；

(3) 反射波的氣體伴流作用導致火焰短暫熄滅，之后由于化學反應不斷提供能量，并且火焰?zhèn)鞑ナ艿絹砘丿B加反射波的激勵作用，引起火焰復燃。