基于重大事故場景的受限空間內(nèi)燃?xì)庑孤┣榫澳M及泄爆優(yōu)化研究

金友平，帥 健，王文想，徐后佳

（1.中國石油大學(xué)（北京）安全與海洋工程學(xué)院, 北京 102249；2.深圳市燃?xì)饧瘓F(tuán)股份有限公司, 廣東 深圳 518049；3.油氣生產(chǎn)安全與應(yīng)急技術(shù)應(yīng)急管理部重點實驗室, 北京 102249）

近年來，燃?xì)夤艿烙脩糁鹉暝黾樱絹碓蕉嗟娜斯っ簹夂鸵夯蜌獗惶烊粴馊〈?，中國的城?zhèn)燃?xì)馄占奥室殉^97.9%，大部分中小城市都已鋪設(shè)了大量的城鎮(zhèn)燃?xì)夤艿繹1]。由于城鎮(zhèn)燃?xì)夤艿冷佋O(shè)在城市的密集型地區(qū)，管道穿越地下受限空間的可能性較大。十堰“6 · 13”重大燃?xì)獗ㄊ鹿实陌l(fā)生引起了社會和政府對受限空間內(nèi)燃爆事故的高度關(guān)注。該事故發(fā)生后，政府機構(gòu)、燃?xì)夤揪哟罅Χ葘Τ擎?zhèn)燃?xì)夤艿来┰降叵率芟蘅臻g的情況進(jìn)行了全面排查。因此，有必要對燃?xì)庠谑芟蘅臻g內(nèi)的事故情景進(jìn)行模擬，掌握燃?xì)庑孤┮?guī)律，并分析泄爆優(yōu)化效果。

國內(nèi)已有多位學(xué)者對城鎮(zhèn)燃?xì)夤艿佬孤┣榫?、大型儲罐泄漏情景、封閉空間等不同的事故場景進(jìn)行了模擬，從不同的角度對發(fā)生的事故進(jìn)行分析，并提出了不同的防控措施。單克[2]基于FLАCS 軟件對美國曼哈頓燃?xì)夤艿佬孤┍ㄟM(jìn)行情景模擬，分析了在不同的內(nèi)壓、管徑、風(fēng)速、點火時間下燃?xì)夤艿佬孤┍_擊波的影響范圍，結(jié)合失效概率，提出了量化的燃?xì)夤艿里L(fēng)險管控措施。李亞勛[3]基于FLАCS 軟件構(gòu)建了化工園區(qū)內(nèi)的公共管廊乙烯管道和丙烯管道泄漏情景，分別模擬了氣體泄漏擴(kuò)散、蒸氣云爆炸、噴射火的事故情景，根據(jù)模擬結(jié)果提出了泄漏事故發(fā)生后的應(yīng)急管理方法。劉少杰[4]構(gòu)建了青島“11 · 22”輸油管道爆炸事故情景，根據(jù)實際情況對管道泄漏進(jìn)行了擴(kuò)散蒸氣云爆炸模擬，分析了不同油品種類和泄漏時長下的爆炸沖擊波影響范圍。胡盛[5]對大型甲類倉庫內(nèi)的危險化學(xué)品爆炸災(zāi)害進(jìn)行了情景模擬，分析了戊烷氣云爆炸后的超壓、壓力上升速度、火焰?zhèn)鞑ニ俣纫约氨囟鹊臅r空分布，基于爆炸模擬結(jié)果探究了調(diào)整堆垛數(shù)量和堆垛層數(shù)、改變泄壓板數(shù)量及其位置時的泄爆效果。梅苑等[6]計算了在不同泄漏孔徑和泄漏時長下的輸油管道泄漏事故范圍，發(fā)現(xiàn)泄漏時間對流淌火的影響受流淌火穩(wěn)定時的燃燒時間的限制，而池火受泄漏時間的影響較大。在泄爆措施效果方面，學(xué)者們主要對泄爆口的形狀和大小進(jìn)行了研究。石劍云等[7]分析了開窗條件對室內(nèi)天然氣泄漏擴(kuò)散的影響，運用數(shù)值模擬軟件Fluent 對不同泄漏口尺寸、窗戶類型、門窗啟閉及通風(fēng)條件下的天然氣泄漏后果進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)門窗關(guān)閉的情況下，天然氣的濃度上升速率和泄漏口面積成正比。董浩宇[8]對綜合管廊中通風(fēng)口的長寬比、通風(fēng)口泄壓板的開啟壓力進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)通風(fēng)口的設(shè)置對管廊最大爆炸超壓峰值和溫度峰值的削減作用顯著，通風(fēng)口安裝泄壓板時的超壓峰值比無泄壓板時更大。

國外學(xué)者也對油氣管道泄漏爆炸情景進(jìn)行了大量的模擬工作，應(yīng)用的主流軟件是FLАCS。Hansen 等[9]利用FLАCS 軟件預(yù)測了蒸氣云快速發(fā)生爆燃事故的影響范圍，并且在DNV（Det Norske Veritas）的試驗場進(jìn)行了全尺寸實驗驗證，實驗結(jié)果與FLАCS 數(shù)值模擬結(jié)果較為吻合。Holborn 等[10]利用FLАCS 軟件模擬了大規(guī)模液氫池釋放，分析其行為并預(yù)測了不同環(huán)境條件和不同釋放場景下形成的液氫池大小、順風(fēng)危險距離和氫-空氣云的可燃質(zhì)量。Lv 等[11]模擬了液化天然氣儲罐泄漏下的最大爆炸超壓，針對管道連接處和罐頂處泄漏場景進(jìn)行了模擬研究。Wan 等[12]通過實驗研究了直管中有側(cè)向泄爆口時甲烷-空氣預(yù)混氣體的爆炸火焰?zhèn)鞑ヌ匦?，發(fā)現(xiàn)減小點火源與泄爆口之間的距離可以顯著增強泄爆效果。Chao 等[13]通過實驗分析了圓柱形容器內(nèi)點火位置對甲烷氣體爆炸超壓峰值的影響，發(fā)現(xiàn)中部會出現(xiàn)“雙峰值”現(xiàn)象。Kasmani 等[14]通過縮比實驗，發(fā)現(xiàn)泄爆口的開啟壓力與爆炸火焰速度及最大爆炸超壓具有一定的非線性關(guān)系。

綜合以上國內(nèi)外研究可以看出，目前，油氣燃爆事故情景模擬主要使用主流軟件FLАCS，它適用于不同情景下的燃爆事故，模擬結(jié)果與實際事故場景具有較高的吻合度，但缺少根據(jù)事故情景模擬結(jié)果探討泄爆口對燃爆的泄爆效果。為此，本研究將以十堰重大燃?xì)獗ㄊ鹿蕿楸尘?，借助FLАCS 軟件對該事故場景進(jìn)行還原構(gòu)建，根據(jù)三維泄漏爆炸模擬結(jié)果設(shè)計泄爆優(yōu)化方案，以期更直觀科學(xué)地掌握事故發(fā)生的過程與危害，防止此類事故再次發(fā)生，從而為提出泄爆防控措施提供參考依據(jù)。

1 三維模型建立

根據(jù)事故報告中的場景圖[15]，采用FLАCS 子模塊前處理器CАSD 對該事故場景進(jìn)行全尺寸1∶1 還原建模，如圖1 所示。

圖1 事故報告場景圖與FLАCS 事故場景建模Fig.1 Аccident report scene diagram and FLАCS accident scene modeling diagram

地面長、寬、高分別為230、150、4 m，地面中間開鑿一條地下河道作為燃?xì)饩奂氖芟蘅臻g，空間尺寸大小與事故場景中的河道大小一致，為了更接近實際情況，地下受限空間上方設(shè)置一塊300 kPa 的泄壓板。地下河道上方為涉事故建筑物，一共有17 間兩層的商鋪，墻體厚度均設(shè)置為0.3 m。涉事故建筑物東邊為一棟居民樓（26 號樓），與涉事故建筑物之間的距離為10 m，東邊用蓋板進(jìn)行封閉。涉事故建筑物西邊為一座艷湖橋，西邊河道下方未進(jìn)行封閉，在涉事故建筑物下方建成一個半密閉的狹長形受限空間。涉事故建筑物南北之間搭建了居民小區(qū)樓，其中南側(cè)玉龍閣2 棟為最高樓，樓層高度達(dá)105 m。借助高德地圖對樓宇之間的距離進(jìn)行測量，并且構(gòu)建了道路兩側(cè)的樹木和道路交通線，以此還原事故場景。在幾何模型中設(shè)置了27 個監(jiān)測點，其中MP1～MP12 以30 m 間隔均勻分布在地下河道和涉事故建筑物二層內(nèi)，MP13～MP24 以30 m 間隔均勻分布在涉事故建筑物南北兩側(cè)道路中，MP25～MP27 分布在涉事故建筑物東側(cè)。

2 情景參數(shù)設(shè)置

在燃?xì)夤艿佬孤U(kuò)散研究中，第一步是計算氣體泄漏速率。目前，燃?xì)夤艿佬孤┧俾视嬎隳Ｐ椭饕行】啄Ｐ?、大孔模型、管道模型[16]。本研究中，城鎮(zhèn)燃?xì)夤艿腊l(fā)生泄漏的位置較為隱蔽，泄漏發(fā)生在地下受限空間密閉端一側(cè)，且以腐蝕小孔為主，泄漏孔徑較小。根據(jù)文獻(xiàn)[16]，當(dāng)泄漏孔徑小于30 mm 時采用小孔模型最佳，為此采用小孔模型計算，計算公式[16－19]為

基于FLАCS 的燃?xì)馊急瑪?shù)值模擬能夠呈現(xiàn)復(fù)雜的非穩(wěn)態(tài)湍流流動。初始邊界條件：在受限空間開口端方向上設(shè)置平面波（Plane_Wave）邊界，其他方向均設(shè)置歐拉（Euler）邊界。模擬過程中，各個狀態(tài)參數(shù)遵循質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程3 個基本方程[20]，即

3 三維模擬結(jié)果分析

3.1 泄漏擴(kuò)散模擬結(jié)果分析

將已建立的模型導(dǎo)入FLАCS 中的Run Manager 模塊進(jìn)行計算，通過后處理器Flowvis 5 對燃?xì)庑孤U(kuò)散可視化，抽取相應(yīng)的二維或三維圖進(jìn)行分析，由于燃?xì)獗O限范圍為5%～15%，因此重點對燃?xì)庠?%～15%的擴(kuò)散濃度范圍進(jìn)行分析。圖2 提取了燃?xì)夤艿缐毫?.4 MPa 時燃?xì)庑孤U(kuò)散隨時間變化的二維圖，其中左圖為xy地下河道位置俯視圖，右圖為xz橫向剖面圖。

通過模擬發(fā)現(xiàn)，燃?xì)庠诘叵率芟蘅臻g泄漏時，一部分氣體從泄漏源位置開始釋放，由于在泄漏初始階段燃?xì)饩哂幸欢ǖ某跛俣?，因此初始階段燃?xì)庋刂孤┛诜较驍U(kuò)散。因為燃?xì)獾拿芏缺瓤諝獾拿芏刃。詺怏w逐漸向上擴(kuò)散，在上方遇到受限壁面后發(fā)生聚集，擴(kuò)散過程中遇到障礙物使氣體紊流程度加大。隨著燃?xì)獠粩嗟貜墓艿纼?nèi)泄漏擴(kuò)散，地下河道內(nèi)密閉端一側(cè)的燃?xì)鉂舛戎饾u增大，t=60 s 時，密閉端一側(cè)濃度已達(dá)到爆炸上限，靠近泄漏源一側(cè)的壁面擴(kuò)散范圍更大，在xy平面內(nèi)形成內(nèi)凹不規(guī)則形狀，在xz橫向剖面上方的燃?xì)鉂舛让黠@大于下方，并且逐漸向開口端一側(cè)擴(kuò)散。隨著燃?xì)饫^續(xù)泄漏，受限空間內(nèi)氣體濃度逐漸增大，聚集程度進(jìn)一步提高。t=150 s 時，受限空間上方燃?xì)鉂舛纫呀咏ㄉ舷?，一部分氣體已擴(kuò)散至開口端一側(cè)方向上，擴(kuò)散出的氣體由于被外界空氣稀釋，濃度降低到爆炸下限，但由于持續(xù)的泄漏，不斷有氣體從受限空間內(nèi)冒出補充，導(dǎo)致開口處的一部分氣體依舊處于爆炸極限范圍內(nèi)。最終，爆炸性氣體在受限空間內(nèi)從密閉端一側(cè)逐漸向開口端一側(cè)擴(kuò)散，擴(kuò)散遇到障礙物使氣體紊流程度進(jìn)一步加大，密閉端一側(cè)的燃?xì)饩奂潭却笥陂_口端一側(cè)，受限空間上方的燃?xì)鉂舛却笥谙路降娜細(xì)鉂舛?，燃?xì)庠谕饨玑尫诺谋ㄐ詺怏w范圍逐漸擴(kuò)大。

3.2 爆炸模擬結(jié)果分析

將擴(kuò)散后的模型導(dǎo)入FLАCS 爆炸模塊，得到燃?xì)獗ㄊ鹿是榫澳M。對該重大爆炸事故情景中的爆炸火焰和爆炸超壓進(jìn)行分析，圖3 顯示了爆炸模擬過程中最大爆炸火焰的時空演化情況，其中w為最大燃燒產(chǎn)物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)?？梢园l(fā)現(xiàn)，燃?xì)獗ɑ鹧鎻狞c火源開始發(fā)展，1 550.15 ms 內(nèi)燃爆火焰還位于地下受限空間內(nèi)，從密閉端不斷孕育加速向開口端前進(jìn)。經(jīng)過約100 ms 后，燃爆火焰從開口端冒出，并且由于到達(dá)開口端后火焰形態(tài)不受限制而發(fā)生急劇膨脹變形。在密閉端由于燃爆壓力達(dá)到河道上部泄壓板的壓力，泄壓板被氣壓打開，從而在1 799.93 ms 時觀察到一部分爆炸火焰從密閉端冒出。最終，燃爆火焰在受限空間外不斷發(fā)生膨脹并摧毀周圍建筑物，從而可能導(dǎo)致次生、衍生災(zāi)害。

圖3 最大爆炸火焰形態(tài)的時空演化Fig.3 Spatial and temporal evolution of maximum explosion flame morphology

對燃?xì)獗_擊波超壓進(jìn)行分析，結(jié)合沖擊波超壓對建筑物的破壞準(zhǔn)則[21]，設(shè)爆炸超壓的梯度范圍為5～300 kPa，圖4 顯示了在該爆炸壓力梯度下建筑物表面受到的最大沖擊波超壓（pmax）時空演化云圖。爆炸初期（1 351.01 ms 以內(nèi)），爆炸超壓處于萌芽階段，從密閉端開始發(fā)展，逐漸延伸至開口端，涉事故建筑物還未到達(dá)破壞階段。隨后，爆炸超壓進(jìn)入迅速升壓階段，1 608.40 ms 時地下受限空間內(nèi)的爆炸超壓均達(dá)到200～300 kPa，導(dǎo)致空間內(nèi)立柱發(fā)生倒塌，一層地面樓板設(shè)置的300 kPa 泄壓板地面和河道內(nèi)四周鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)均遭到破壞。當(dāng)沖擊波到達(dá)開口端后，會產(chǎn)生爆炸壓力衰減，并且以開口端為中心向四周逐漸衰減，靠近開口端一側(cè)的居民小區(qū)大部分門窗玻璃遭到破壞，同時部分墻體和開口端一側(cè)河道地面產(chǎn)生裂縫。隨著爆炸超壓的進(jìn)一步發(fā)展，在涉事故建筑物密閉端一側(cè)也遭受相應(yīng)的破壞，爆炸超壓也向四周輻射。最終，涉事故建筑物二層被破壞，內(nèi)部大部分隔墻發(fā)生垮塌，導(dǎo)致建筑物房間內(nèi)部人員死亡；四周居民小區(qū)門窗和地面物品均遭到嚴(yán)重破壞，并且開口端一側(cè)的破壞程度重于密閉端一側(cè)。根據(jù)FLАCS 后處理器數(shù)據(jù)得出河道內(nèi)部爆炸超壓最高達(dá)660.7 kPa。對比事故報告中對該事故破壞情況的定性描述[15]以及網(wǎng)絡(luò)媒體對該事故發(fā)生后的詳細(xì)報道，結(jié)果顯示，本研究的爆炸情景模擬結(jié)果與事故報告及實際情況基本一致，驗證了情景模擬的準(zhǔn)確性。

圖4 最大爆炸超壓時空演化云圖Fig.4 Space-time evolution of maximum explosion overpressure

進(jìn)一步提取出該爆炸模擬過程中地下河道內(nèi)部監(jiān)測點和涉事故建筑物四周的爆炸壓力隨時間的變化情況，如圖5 和圖6 所示，其中MP1～MP6 分別為地下受限空間內(nèi)從密閉端至開口端的監(jiān)測點。由圖5 可知，受限空間內(nèi)部壓力大于涉事故建筑物四周的壓力，密閉端一側(cè)的內(nèi)部最大壓力大于開口端一側(cè)，并且越接近密閉端，壓力振蕩幅度越大。對于涉事故建筑物四周，密閉和開口軸向兩側(cè)壓力明顯大于涉事故建筑物兩側(cè)壓力，并且開口端一側(cè)壓力要稍高于密閉端一側(cè)壓力。這是由于受限空間軸向兩側(cè)位于爆炸沖擊波發(fā)展中心線上，而涉事故建筑物兩側(cè)受到建筑物墻面的約束，導(dǎo)致受限空間軸向兩側(cè)壓力大于涉事故建筑物兩側(cè)壓力；受限空間開口端的爆炸沖擊波受到的約束較弱，密閉端超壓在沖擊上方地面時壓力有所衰減，致使開口端一側(cè)的爆炸超壓稍高于密閉端一側(cè)。

圖5 受限空間內(nèi)不同測點爆炸壓力隨時間的變化Fig.5 Variation of explosion pressure with time at different measuring points in confined space

圖6 涉事故建筑物四周爆炸壓力隨時間的變化Fig.6 Variation of explosion pressure around the involved building over time

4 數(shù)值模擬泄爆優(yōu)化方案設(shè)計

基于已建立的數(shù)值模型進(jìn)行泄爆優(yōu)化設(shè)計，主要通過設(shè)置不同的泄爆口開展泄爆方案設(shè)計。通過分析泄爆口的位置、泄放面積以及開啟壓力對爆炸的泄放效果，獲取最佳的泄爆方案。

圖7 為泄爆口設(shè)置示意圖，其中：在涉事故建筑物北側(cè)2 m 設(shè)置一個長為2 m、寬為1 m 的泄爆口，如圖7(a)所示；在涉事故建筑物東側(cè)設(shè)置一塊長為10 m、寬為1 m 的泄壓板，如圖7(b)所示。其他參數(shù)設(shè)置與事故爆炸模擬保持一致，具體工況如下。

圖7 泄爆口設(shè)置示意圖Fig.7 Schematic diagram of burst outlet setting

(1) 泄爆口位置不同：保持泄爆口的尺寸（長10 m、寬1 m）不變，泄爆口分別設(shè)置在東側(cè)位置（火焰發(fā)展軸向）、北側(cè)2 m、北側(cè)28 m、北側(cè)54 m、北側(cè)80 m、北側(cè)106 m。

(2) 泄爆口泄放面積不同：保持泄爆口起始位置（北側(cè)2 m）不變，通過改變泄爆口的長度來改變泄放面積，泄爆口的長度分別設(shè)置為2、10、18、26、34 m。

(3) 泄爆口開啟壓力不同：將泄爆口位置設(shè)置在涉事故建筑物東側(cè)，保持泄爆口尺寸（長為10 m、寬為1 m）不變，在泄爆口表面安裝一塊泄壓板，泄壓板的單位面積質(zhì)量為10 kg/m2，起始孔隙率為零，最終孔隙率為1，泄壓板開啟壓力分別設(shè)置為50、100、200、300 kPa。

5 泄爆口在受限空間內(nèi)的泄爆效果分析

5.1 泄爆口位置

將不同泄爆口位置工況下的模擬文件導(dǎo)入FLАCS，提取不同泄爆口位置下的最大爆炸火焰分布，如圖8 所示。觀察圖8 可知，燃?xì)庠谑芟蘅臻g內(nèi)發(fā)生燃爆后，爆炸火焰在泄爆口位置發(fā)生急劇膨脹，并從泄爆口迅速向外噴射。當(dāng)泄爆口設(shè)置在狹長受限空間內(nèi)火焰發(fā)展軸向并靠近點火源時，如圖8(a)所示，在火焰發(fā)展初期，一部分火焰就從軸向泄爆口釋放，泄放出的火焰遇到建筑物后向敞開區(qū)域散去。當(dāng)泄爆口設(shè)置在北側(cè)位置時，如圖8(b)～圖8(f)所示，泄爆口越遠(yuǎn)離點火源，泄放出的火焰范圍越大，泄放出的火焰沖擊強度越小。這是由于火焰在密閉點火端處于初期發(fā)展階段，若此時將火焰泄放出來，則會抑制火焰的軸向發(fā)展，越遠(yuǎn)離密閉點火端泄放，爆炸火焰發(fā)展得越充分，更多的可燃?xì)怏w被點燃，致使更多的爆炸產(chǎn)物從泄爆口釋放，火焰范圍越大。當(dāng)泄爆口接近開口端時，其爆炸強度已有一定程度的衰減，若此時泄放出來，則爆炸火焰沖擊強度將有所減弱。

圖8 不同泄爆口位置下最大爆炸火焰的二維面視圖Fig.8 Two-dimensional view of the maximum explosion flame under different outlet location conditions

分析在不同泄爆口位置上產(chǎn)生的最大爆炸超壓，如圖9 所示。當(dāng)泄爆口設(shè)置在東側(cè)位置時，地面上大于5 kPa 的可見范圍最小，產(chǎn)生的爆炸超壓最小。當(dāng)泄爆口在北側(cè)位置上時，越遠(yuǎn)離點火源，產(chǎn)生的爆炸超壓越大，泄爆效果越差。泄爆口在東側(cè)位置時的爆炸超壓變化幅度比西側(cè)大。顯然，隨著泄爆口遠(yuǎn)離點火源，東側(cè)密閉端的爆炸超壓與壁面的反射疊加現(xiàn)象更強烈，導(dǎo)致其爆炸超壓更大。提取地下河道受限空間內(nèi)密閉端和開口端監(jiān)測點測得的爆炸壓力和爆炸火焰速度，如圖10 和圖11 所示?？梢钥闯觯翰煌贡谖恢霉r下，密閉端的爆炸壓力變化趨勢相同，將泄爆口設(shè)置在東側(cè)時，密閉端的爆炸壓力最小，將泄爆口設(shè)置在北側(cè)越靠近點火源時，密閉端的爆炸壓力越?。幻荛]端的爆炸火焰速度變化趨勢則顯著不同，泄爆口越接近點火源，爆炸火焰速度峰值越小，波動幅度越小。對于開口端，不同泄爆口位置工況下，爆炸壓力和爆炸火焰速度在短時間內(nèi)都出現(xiàn)短暫的上升，仍然是泄爆口位于東側(cè)或北側(cè)離點火源近時爆炸壓力峰值和爆炸火焰速度峰值最小，并且爆炸壓力出現(xiàn)負(fù)壓現(xiàn)象，爆炸火焰速度最終趨于零。

圖9 不同泄爆口位置下最大爆炸超壓二維面視圖Fig.9 Two-dimensional view of maximum explosion overpressure under different outlet location conditions

圖10 不同泄爆口位置下測點MP1（密閉端）的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化Fig.10 Variations of explosion pressure and explosion flame velocity at the measuring point MP1 (closed end)with time under different outlet location conditions

圖11 不同泄爆口位置下測點MP6（開口端）的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化Fig.11 Variations of explosion pressure and explosion flame velocity at the measuring point MP6 (open end)with time under different outlet location conditions

對模擬空間區(qū)域內(nèi)的最大爆炸壓力進(jìn)行對比分析，如圖12 所示。泄爆口設(shè)置在東側(cè)（火焰發(fā)展軸向）時泄爆效果最佳，最大爆炸壓力降至312.4 kPa，降幅達(dá)52.70%；在火焰發(fā)展軸向無法設(shè)置泄爆口的情況下，可將泄爆口設(shè)置在狹長受限空間側(cè)面，且離點火密閉端越近，泄爆效果越佳。

圖12 整個模擬空間中最大爆炸壓力隨泄爆口位置的變化Fig.12 Variation of the maximum explosion pressure in the entire simulation space with the outlet location

5.2 泄爆口面積

不同泄爆口長寬比下的最大爆炸火焰三維云圖如圖13 所示。從模擬效果圖中可以觀察到，隨著側(cè)邊泄爆口面積的增大，泄爆出的火焰體積增大，并且側(cè)邊泄爆會削弱開口端的泄爆強度。例如：在泄爆面積較?。ㄩL寬比為2∶1）的工況下，開口端的泄爆火焰高度最高；隨著泄爆面積逐漸增大，從泄爆口噴射出的火焰范圍越來越大，大部分燃爆火焰從泄爆口泄放，從而降低了受限空間內(nèi)軸向火焰沖擊強度。

圖13 不同泄爆口長寬比下最大爆炸火焰的三維分布Fig.13 Three-dimensional distribution of maximum explosion flame under different length-to-width ratios of the outlet

受限空間內(nèi)密閉端和開口端的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化如圖14 和圖15 所示。從爆炸壓力時程曲線中可以看出，隨著泄爆口面積的增大，密閉端的爆炸壓力下降，并且下降幅度逐漸增大，可見，泄爆口面積越大，密閉端爆炸壓力下降得越快。密閉端的爆炸火焰速度也發(fā)生急劇地下降，加大了火焰速度峰值的削減程度，最后降低到一個較低的水平。

圖14 不同泄爆口長寬比下測點MP1（密閉端）的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化Fig.14 Variations of explosion pressure and explosion flame velocity at the measuring point MP1 (closed end)with time under different length-to-width ratios of the outlet

圖15 不同泄爆口長寬比下測點MP6（開口端）的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化Fig.15 Variations of explosion pressure and explosion flame velocity at the measuring point MP6 (open end)with time under different length-to-width ratios of the outlet

對比圖14 和圖15 還可以看出，對于開口端，其爆炸壓力時程曲線與封閉端相似，爆炸壓力和爆炸火焰速度均有所削減，但爆炸壓力隨著泄爆面積的進(jìn)一步加大，降低幅度不明顯。開口端的爆炸火焰速度均在短時間內(nèi)達(dá)到峰值，且都隨著泄爆面積的增大而降低。分析原因可知，通過加大泄爆口長度的方式增大泄爆面積時，受限空間內(nèi)的高壓從更大的泄爆口釋放，并且安裝在側(cè)面狹長形的泄爆口形狀與受限空間內(nèi)的火焰?zhèn)鞑シ较蛞恢?，使得爆炸火焰沒有足夠的距離來充分發(fā)展，最終導(dǎo)致爆炸火焰速度在密閉端和開口端均有所削減。

對比不同泄爆面積工況下整個模擬空間中的最大爆炸壓力，如圖16 所示，可以看出：隨著泄爆面積的增大，空間內(nèi)的最大爆炸壓力顯著降低；當(dāng)長寬比為34∶1 時，泄爆面積增大17 倍，最大爆炸壓力降至15.4 kPa，降幅達(dá)97.65%。因此設(shè)置泄爆口時，可通過增加泄爆口的長寬比來增大泄爆面積，從而減輕受限空間內(nèi)爆炸超壓帶來的危害。

圖16 整個模擬空間中最大爆炸壓力隨泄爆口長寬比的變化Fig.16 Variation of the maximum explosion pressure in the whole simulation space with the length-to-width ratio of the outlet

5.3 泄爆口開啟壓力

由以上分析可知，將泄爆口設(shè)置在受限空間火焰發(fā)展軸向上時，爆炸壓力的降低幅度最大。然而，在一些受限空間內(nèi)，為了滿足安全要求，往往會在泄爆口設(shè)置一塊泄壓板，防止受限空間內(nèi)的有毒有害氣體從泄爆口逸出。為此，對泄爆口設(shè)置在模型東側(cè)位置上的泄壓板的開啟壓力進(jìn)行分析。

圖17 顯示了泄壓板開啟壓力分別為50、100、200、300 kPa 時的最大爆炸火焰三維可視云圖。隨著開啟壓力的升高，爆炸火焰從泄爆口泄放的范圍擴(kuò)大，這是由于增大泄爆口開啟壓力會導(dǎo)致火焰的成長時間更長，進(jìn)而使爆炸火焰持續(xù)發(fā)展，當(dāng)爆炸壓力達(dá)到泄爆口開啟壓力時，泄壓板被瞬間沖破，爆炸火焰從泄爆口中噴出，沖毀泄爆口周圍的墻面，導(dǎo)致爆炸火焰從泄爆口噴射出的影響范圍增大。

圖17 不同泄爆口開啟壓力下最大爆炸火焰的三維云圖Fig.17 3D nephogram of the maximum explosion flame under different opening pressures of the outlet

不同泄爆口開啟壓力下密閉端和開口端的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化如圖18 和圖19 所示。在密閉端，不同泄爆口開啟壓力下，爆炸壓力變化趨勢相同，隨著泄爆口開啟壓力的增大，密閉端的爆炸壓力增大，但增大的幅度不明顯，這是由于密閉端的泄爆口開啟壓力達(dá)到封閉前的壓力時再增加泄爆口開啟壓力對爆炸壓力沒有太大的影響。在密閉端，爆炸火焰速度峰值隨著泄爆口開啟壓力的增大而明顯增大，這是由于泄爆口開啟壓力的增大促進(jìn)了爆炸火焰的發(fā)展，致使泄爆口泄放時火焰速度增大得較快。隨著密閉端泄爆口開啟壓力的增大，開口端的爆炸壓力和爆炸火焰速度的變化不明顯，說明密閉端泄爆口的開啟壓力對開口端的影響較小。

圖18 不同泄爆口開啟壓力下測點MP1（密閉端）的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化Fig.18 Variations of explosion pressure and explosion flame velocity at the measuring point MP1 (closed end)with time under different opening pressures of the outlet

圖19 不同泄爆口開啟壓力下測點MP6（開口端）的爆炸壓力和爆炸火焰速度隨時間的變化Fig.19 Variations of explosion pressure and explosion flame velocity at the measuring point MP6 (open end)with time under different opening pressures of the outlet

不同泄爆口開啟壓力下整個模擬空間中的最大爆炸壓力如圖20 所示。隨著泄爆口開啟壓力的增大，整個空間內(nèi)的最大爆炸壓力逐漸增大；當(dāng)泄爆口的開啟壓力為50 kPa 時，最大爆炸壓力降低至351.0 kPa，降幅達(dá)46.87%。由此可知，若要有效地防控爆炸壓力帶來的危害，在泄爆口處設(shè)置泄壓板時，需要考慮泄爆口開啟壓力的影響，并且盡可能地降低泄爆口開啟壓力，以有效地降低爆炸壓力。

圖20 整個模擬空間中最大爆炸壓力隨泄爆口開啟壓力的變化Fig.20 Variation of the maximum explosion pressure in the whole simulation space with the opening pressure of the outlet in the entire simulation space

6 結(jié) 論

對受限空間內(nèi)城鎮(zhèn)燃?xì)庑孤┲卮笫鹿时▓鼍斑M(jìn)行全尺寸動態(tài)模擬，并對泄爆口進(jìn)行泄爆優(yōu)化分析，得出以下結(jié)論。

(1) 燃?xì)鈴牡叵潞拥烂荛]端一側(cè)泄漏并且沿著管道壁面逐漸向外擴(kuò)散形成內(nèi)凹的不規(guī)則形狀，遇到障礙物后擴(kuò)散加速，受限空間內(nèi)上方的燃?xì)鉂舛却笥谙路饺細(xì)鉂舛取Ｈ急鹧鎻狞c火源開始發(fā)展，通過密閉端孕育加速，向開口端前進(jìn)，到達(dá)開口端后，火焰發(fā)生急劇膨脹變形，摧毀周圍建筑物。爆炸沖擊波從密閉端一側(cè)開始發(fā)展，到達(dá)開口端后以開口端為中心向四周逐漸遞減輻射，最終爆炸沖擊波破壞涉事故建筑物二層，其內(nèi)部的大部分隔墻垮塌，四周居民小區(qū)的門窗和地面物品均遭到嚴(yán)重破壞，并且開口端一側(cè)的破壞程度重于密閉端一側(cè)，最大超壓高達(dá)660.7 kPa。

(2) 當(dāng)泄爆口安裝在火焰發(fā)展軸向位置時，泄爆效果最佳，空間內(nèi)的最大爆炸壓力降至312.4 kPa，降幅達(dá)52.70%；在火焰發(fā)展軸向位置無法設(shè)置泄爆口的情況下，將泄爆口設(shè)置在狹長受限空間的側(cè)面，離點火密閉端越近，泄爆效果越佳。

(3) 隨著泄爆口面積的增大，受限空間內(nèi)的最大爆炸壓力顯著降低。當(dāng)泄爆口的長寬比為34∶1時，最大爆炸壓力降至15.4 kPa，降幅達(dá)97.65%。適當(dāng)增加泄爆口面積可減輕受限空間內(nèi)爆炸超壓帶來的危害。

(4) 隨著泄爆口開啟壓力的增大，受限空間內(nèi)的最大爆炸壓力增大。泄爆開啟壓力為50 kPa 時，最大爆炸壓力降至351.0 kPa，降幅達(dá)46.87%。降低泄爆開啟壓力也可有效降低爆炸壓力。

(5) 通過分析泄爆口位置、面積和泄爆開啟壓力可知，設(shè)計泄爆方案時應(yīng)先盡可能地增加泄爆面積，其次考慮將泄爆位置應(yīng)該安裝在狹長受限空間軸向位置，最后盡可能地降低泄爆開啟壓力。