封閉體系內丁烷-空氣預混氣體爆炸的試驗研究?

張宇庭 徐振洋 閆祎然 宋家威 秦 濤

遼寧科技大學礦業(yè)工程學院(遼寧鞍山，114051)

0 引言

隨著我國城鎮(zhèn)化的推進與城市范圍的擴大，規(guī)模龐大的油氣管道與城鎮(zhèn)給排水、供配電的涵洞、暗渠等鄰近或交錯布置等問題非常突出。 油氣長途運輸管道在城市地下管線中廣泛存在。 然而，當管線泄露，油氣涌入這些排水管道、暗渠等密閉空間中，極易達到氣體爆炸極限且難以及時被檢測，從而增加了封閉空間內可燃氣體爆炸的可能性。

為了保證可燃性氣體在可控范圍內高效地釋放能量，并且能夠預防或減少運送過程中的事故損失，學者們對封閉空間內的可燃性氣體爆炸參數(shù)以及機理進行了大量研究。

關于單相多組分爆炸，多集中于對甲烷-空氣混合物爆炸的影響因素和機理的研究。 李哲等[1]對不同濃度梯度的甲烷-空氣預混氣體進行了爆炸試驗，結果表明，爆炸壓力上升速率以及爆炸溫度都隨濃度梯度的增大而呈現(xiàn)先增大、后減小的趨勢。Huang 等[2]利用高壓爆炸室進行了乙烷/丙烷-空氣混合物的點火爆炸試驗，研究了壓力的變化對爆炸以及氣體易燃性的影響。

關于密閉空間中的兩相爆炸，多集中于氣、固及氣、液兩相的耦合作用及機理研究。 Garcia-Agreda等[3]利用標準的20 L 爆炸球對甲烷-煙塵中不同濃度的粉塵與氣體進行爆炸試驗，測量了不同工況下的動態(tài)壓力、爆燃指數(shù)和可燃性極限，為氣、固兩相爆炸研究提供了依據(jù)。 Song 等[4]模擬了當惰性巖塵與煤塵沉積于管道底部時預混甲烷氣體局部點燃后的爆炸情況，獲得了兩相燃燒機制，并定量地評價了巖塵對爆炸能量的惰性影響。 Wang 等[5]在封閉管道中進行了一系列不同的液體類型和液體高度的試驗，研究了多相條件下氣體爆炸模式分類標準、易燃性極限、最大爆炸壓力的傳播和爆炸波能量分布標準。 Thomas 等[6]在圓筒形密閉容器底部蓄水的條件下，開展了乙炔-空氣爆燃和乙炔-氧氣爆轟試驗，結果表明，爆炸的峰值壓力在液相和氣相差別不大，而液相峰值壓力的持續(xù)時間明顯延長。 由此可見，單一利用氣體爆炸傳播機理研究連續(xù)流體與氣體兩相爆炸的過程是不合適的。 因此，如何預測底部蓄水的暗渠氣體爆炸動態(tài)壓力過程有待于研究。

針對封閉管道內丁烷-空氣預混氣體的爆炸特性進行研究。 通過對含水管道與無水管道進行試驗，分析了濃度變化對丁烷-空氣預混氣體爆炸壓力、火焰?zhèn)鞑ニ俣忍卣鞯挠绊憽?基于非穩(wěn)態(tài)壓力場、火焰?zhèn)鞑ヌ卣?，研究典型因素對氣體爆炸壓力和爆炸指數(shù)的影響。 為耐壓裝置可能發(fā)生失效情況提供參考依據(jù)，對可燃氣體爆炸的控制措施和防護技術、減小氣體爆炸事故損失提供基礎指導。

1 試驗

1.1 試驗系統(tǒng)

試驗系統(tǒng)主要由不銹鋼方形管道、點火電極、壓力傳感器、光電傳感器、真空泵、循環(huán)泵以及多通道數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。 爆炸系統(tǒng)示意圖見圖1。

圖1 爆炸試驗系統(tǒng)裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the explosion test system

爆炸試驗管道全長約為2 m，方形管道橫截面尺寸為168 mm ×138 mm。 點火系統(tǒng)主要由BYR-300 型高能電火花點火裝置、點火控制線、電極針和電源線組成，點火方式為脈沖點火，保證為氣體爆炸提供足夠點火能量。 在距離點火端350 mm 與1 350 mm 處，各放置2 個BYR-1706P 型壓力傳感器，位于管道正上方與底部，測量范圍為-0.1 ～2.0 MPa。BYR-1706G 型光電傳感器布置在正上方壓力傳感器的兩側，每兩個間隔100 mm，測量范圍為0～5 000 KLD(kullback-leibler dirergence， KL 散度)，輸出信號為0～5 V，供電范圍為DC 5～24 A。 BYR-029A 型多通道數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)主要由傳感器、控制面板、數(shù)據(jù)采集器、數(shù)據(jù)接收器組成，系統(tǒng)采樣間隔為0.2 ms。

1.2 試驗方案

首先，用真空泵機將管內抽至負壓，利用集氣袋將氣瓶內的丁烷通過數(shù)顯壓力傳感器定量地通入管內。 之后，打開空氣閥門，使管內壓力達到平衡狀態(tài)，并利用循環(huán)泵機使管道內的氣體預混至少5 min。 設置點火延遲時間、點火時間和數(shù)據(jù)采集時間。 確定系統(tǒng)閥門全部處于閉合狀態(tài)后，開啟點火控制系統(tǒng)。 引爆后，對系統(tǒng)采集數(shù)據(jù)進行記錄。 對于含水管道爆炸試驗，首先，將一定體積(500、1 000、1 500 mL)的水注入密閉管道內，其余步驟與無水管道試驗相同。

2 結果與分析

2.1 丁烷-空氣預混氣體爆炸壓力變化特征

通過試驗系統(tǒng)中距離點火源最近的壓力傳感器5 采集不同體積分數(shù)丁烷引爆后的管內壓力變化數(shù)據(jù)，得到了當丁烷體積分數(shù)分別為4%、5%、6%、7%、8%時丁烷-空氣預混氣體的爆炸壓力隨時間的變化曲線，如圖2 所示。 當預混氣體中的丁烷體積分數(shù)不同時，無論是最大爆炸壓力還是最大爆炸壓力出現(xiàn)的時間都存在一定的差異，但所有濃度曲線都呈現(xiàn)先上升、后下降的趨勢。 不同體積分數(shù)丁烷-空氣預混氣體爆炸的壓力變化曲線可主要劃分為壓力上升第一階段、壓力上升第二階段、壓力下降階段3 個階段[7-8]。

圖2 不同體積分數(shù)丁烷爆炸壓力隨時間的變化曲線Fig.2 Explosion pressure-time curves of butane with different volume fractions

以體積分數(shù)5%的丁烷為例:在第21.6 ms以前，管道內處于短暫恒定狀態(tài)。直到封閉管道內預混氣體被點燃后，火焰從點火源附近開始向四周擴散，此時，爆炸壓力進入壓力上升的第一階段。 由于反應初期參與燃燒反應的丁烷氣體量較少，所以在壓力上升的第一階段中，升壓速率較低，火焰?zhèn)鞑ケ憩F(xiàn)為層流燃燒[9]。 由圖2 可以看出，不同體積分數(shù)的丁烷預混氣體壓力上升第一階段持續(xù)時間存在一定差異。 其中，丁烷體積分數(shù)為5%時，持續(xù)時間最短，直到爆炸發(fā)生后91.6 ms 才結束。 在這一階段中，燃燒生成的熱量導致預混氣體中活性分子的化學鍵斷裂，化學鍵的斷裂會產(chǎn)生有催化燃燒反應的自由基，并且這些自由基會循環(huán)地參與反應，導致系統(tǒng)熱量不斷增多，且產(chǎn)熱速率加快[10]。 理想氣體狀態(tài)方程[11]

式中:p為壓強；V為體積；n為物質的量；T為溫度；R為氣體常數(shù)，取(8.314 41 ±0.000 26) J/(mol·K) 。

由式1 可知，由于系統(tǒng)熱量的積累，封閉管道內的受熱氣體膨脹，導致管內壓力指數(shù)型上升，直到壓力上升的第一階段結束都處于增長的趨勢。

圖3 為體積分數(shù)5%的丁烷預混氣體燃燒壓力時序圖。 由圖3 可知，壓力上升第一階段結束在爆炸發(fā)生后第91. 6 ms，結束時壓力達到了0. 207 MPa。 此階段結束后，壓力經(jīng)歷了短暫的平緩后再持續(xù)升高，壓力上升速率先變慢、后變快，此時為壓力上升第二階段。

圖3 體積分數(shù)為5%的丁烷預混氣體燃燒壓力時序圖Fig.3 Combustion pressure sequence diagram of butane premixed gas with a volume fraction of 5%

該階段的爆炸壓力升高趨勢持續(xù)了239.8 ms，達到最大爆炸壓力0.532 MPa 后才結束，而在壓力上升階段出現(xiàn)了升壓速率升高、降低、再升高的現(xiàn)象。 這是由于開始時火焰燃燒的劇烈程度加大，且火焰面積不斷增大，使得火焰在接觸管道壁面之前升壓速率持續(xù)升高[12]。 之后，隨著火焰與管道壁面的接觸面積不斷增大，由于管道壁面的溫度低于火焰溫度而產(chǎn)生導熱作用；同時，火焰的縱向傳播受阻導致爆炸能量的損失，兩者的作用阻礙了管道內的爆炸壓力的增長，致使在一段時間內壓力上升趨勢變得較為緩慢。 在這之后，爆炸壓力上升速率加快，該情景可參照可燃氣體升壓速率的三次方定律進行考慮[13]。 火焰沿管道橫向持續(xù)傳播，丁烷燃燒產(chǎn)生的增壓效果逐漸增大；其次，管道壁面的導熱作用對火焰?zhèn)鞑毫Φ挠绊戦_始變弱；同時，火焰發(fā)展受到空間限制的影響也逐漸變弱，兩者效果作用使得升壓速率增大，直到系統(tǒng)壓力達到最大爆壓時，壓力上升第二階段才結束。

對于體積分數(shù)5%的丁烷預混氣體，在爆炸發(fā)生的331.4 ms 以后，進入壓力下降階段。 封閉管道內的丁烷與氧氣被大量消耗后，爆炸能量開始降低，已燃燒區(qū)域的溫度開始下降。 根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程可知，靠近點火源附近的已燃區(qū)域氣壓降低，此時燃燒產(chǎn)生的水蒸氣開始凝結，并且管壁導熱現(xiàn)象依然存在，導致氣體爆炸壓力呈現(xiàn)下降趨勢。

對各濃度的丁烷預混氣體爆炸壓力進行分析，繪制出爆炸過程中的最大升壓速率隨丁烷氣體濃度變化的特征曲線，如圖4 所示。 從圖4 中可以看出:丁烷體積分數(shù)為5%時的升壓速率最大；并且隨著丁烷濃度增大，最大升壓速率的變化梯度逐漸減小。根據(jù)圖4 中升壓速率由大到小對應的丁烷體積分數(shù)為:5%、4%、6%、7%、8%。 在圖4 中，曲線表現(xiàn)為中間高、向兩側遞減的趨勢，表明爆炸壓力上升速率隨丁烷在預混氣體中的體積分數(shù)變化呈近似線性的關系，同時也反映出最大升壓速率可作為評估丁烷氣體爆炸強度的一個重要指標，可較為直觀地分析丁烷-空氣預混氣體爆炸威力的強弱。

圖4 不同體積分數(shù)丁烷-空氣預混氣體燃燒的最大升壓速率Fig.4 Maximum pressure rise rate in combustion of butane premixed gas with different volume fractions

2.2 丁烷-空氣預混氣體爆炸火焰速度變化特征

通過對系統(tǒng)中光電傳感器捕捉的火焰信號進行分析計算，得出不同濃度丁烷與空氣預混氣體爆炸時火焰最大速度、平均速度以及加速度曲線，如圖5所示。 由圖5 可知，當丁烷體積分數(shù)在4%～7%時，無論是火焰最大速度、平均速度還是火焰加速度都呈現(xiàn)先增大、后減小的趨勢，并且在體積分數(shù)為5%時達到峰值。

圖5 不同體積分數(shù)丁烷-空氣預混氣體燃燒的火焰?zhèn)鞑ニ俣葏?shù)Fig.5 Flame propagation speed parameters in combustion of butane premixed gas with different volume fractions

火焰的加速與燃燒物的熱膨脹、系統(tǒng)產(chǎn)熱量、邊界層效應等相關。 在燃燒初期，即火焰接觸管道壁面之前，火焰的加速主要因為燃燒物的熱膨脹使得燃燒氣體的體積增加，燃燒物體積隨時間增加量為

式中:Vb為丁烷氣體體積；σ為體積膨脹系數(shù)，σ ＝ρa/ρb；ρa為未燃燒氣體的密度；ρb為已燃燒氣體的密度；A為火焰的總表面積；SL為層流火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

根據(jù)Arrhenius 方程可知[14-15]，氣體反應速率常數(shù)為

式中:Ea為表觀活化能；R為摩爾氣體常量；T為熱力學溫度；A為引入的頻率因子，與反應物分子間相互碰撞的概率相關。

由式(3)可知，在其他試驗條件相同的情況下，對于不同體積分數(shù)的丁烷預混氣體燃燒，燃燒反應速率與頻率因子呈線性關系，且與反應溫度呈指數(shù)關系，表現(xiàn)為在接近當量濃度下燃燒反應最為劇烈，氣體分子間碰撞概率最高[16]。 由此可見，在最接近丁烷濃度當量，即丁烷體積分數(shù)為5%時，氣體燃燒反應速率最大。 在單位時間內，丁烷-空氣預混氣體的放熱量

式中:k為氣體反應速率常數(shù)；Q為單位體積內預混氣體反應放熱量；V為密閉管道總體積。

由式(4)可知，預混氣體在單位時間內的放熱量與氣體反應速率k呈線性關系。 結合式(3)可知，單位時間放熱量受到反應物分子間的碰撞概率影響，當預混氣體中的丁烷體積分數(shù)為5%時，由于接近當量爆炸，分子碰撞概率較大，使得單位時間內放熱量較其他濃度時大，燃燒物的熱膨脹與熱量的突增促使火焰向前發(fā)展。 所以，丁烷體積分數(shù)為5%時，火焰?zhèn)鞑ニ俣燃凹铀俣茸畲骩17]。 由于試驗系統(tǒng)中氧氣與丁烷所占體積比約為4∶1，并且在相同的濃度梯度下進行試驗，當丁烷體積分數(shù)在6%或以上，即富燃料燃燒時，火焰速度相較于丁烷體積分數(shù)在4%或以下的貧燃料燃燒要大。 這是因為，富燃料燃燒時可燃物分子與助燃物分子間的碰撞概率要比貧燃料燃燒時高，使得氣體反應速率較大[18-19]。 對比圖5 中的3 條曲線可知，火焰?zhèn)鞑ゼ铀俣惹€的變化幅度較大，相比之下，最大火焰速度與平均速度曲線較為平緩。 因此，火焰?zhèn)鞑サ募铀俣瓤勺鳛榕卸怏w爆炸強度的重要指標。

2.3 含水管道爆炸壓力變化特征

根據(jù)分別布置在管道上、下部的壓力傳感器采集的數(shù)據(jù)，繪制出在丁烷體積分數(shù)為5%時含水管道與無水管道內爆炸壓力的變化曲線，如圖6 所示。

圖6 含水管道與無水管道中體積分數(shù)5%的丁烷預混氣體爆炸壓力的變化曲線Fig.6 Variation curves of explosion pressure of butane premixed gas with a volume fraction of 5% in water containing pipelines and anhydrous pipelines

壓力記錄表明，在底部蓄水的情況下，氣相與液相的壓力變化趨勢基本相同，并且在保證預混氣體被順利點燃、管道內產(chǎn)生轟鳴聲、各傳感器成功記錄數(shù)據(jù)并傳輸至計算機(即試驗成功進行)的前提下，發(fā)現(xiàn)含水量的多少對試驗結果的影響并不明顯。

但是對比無水情況下的爆炸壓力曲線，可以明顯看出，含水管道內爆炸壓力變化趨勢較為平緩，不僅最大爆炸壓力較小，而且達到最大爆壓的時間以及最大爆壓的持續(xù)時間都較長于無水管道中的爆炸。 出現(xiàn)這一類現(xiàn)象是因為預混氣體在被點燃后火焰面與連續(xù)的水體的接觸面積逐漸增大，可燃氣體分子與水分子發(fā)生碰撞，導致大量可燃氣體分子未能參與燃燒反應，使得氣體反應速率降低，熱量和熱膨脹的傳遞受到阻礙[20]。 此外，水體作為冷卻劑在氣體燃燒的過程中起到了一定的抑制與緩沖作用，使得爆炸壓力波傳播受限，這共同導致了爆炸壓力變化平緩。

3 結論

利用方形密閉試驗管道研究了丁烷體積分數(shù)的改變對丁烷-空氣預混氣體爆燃特性的影響，并在底部蓄水的管道內對體積分數(shù)5%的丁烷預混氣體進行燃燒試驗，得出以下結論:

1)在相同濃度梯度下，丁烷體積分數(shù)為5%時，燃燒最為激烈。 丁烷-空氣預混氣體的燃燒壓力發(fā)展過程大致可以分為3 個階段:壓力上升第一階段、壓力上升第二階段、壓力下降階段。 壓力上升第一階段開始于燃燒初始時期，在燃燒壓力變化曲線第一次到達拐點并出現(xiàn)短暫平緩時結束。 此階段中，管道內升壓速率呈持續(xù)上升趨勢。 之后，升壓速率開始下降，燃燒壓力變化趨于平緩。 進入壓力上升第二階段后，丁烷燃燒的增壓效果逐漸變大，升壓速率再次升高，并且在結束時達到最大爆炸壓力。 最后，管內水蒸氣凝結，且可燃氣體含量減少，進入壓力進入下降階段。

2)燃燒火焰最大速度、加速度、最大升壓速率都是丁烷-空氣預混氣體在不同濃度下燃燒的敏感影響因素。 而加速度和最大壓升速率可作為有效的指標參考，評判丁烷氣體爆炸強度的大小。

3)在含水管道內進行體積分數(shù)5%的丁烷-空氣預混氣體爆炸試驗。 壓力記錄結果顯示，氣相與液相壓力變化趨勢基本一致。 但對比無水管道的爆炸壓力變化曲線可知，無論是氣相壓力或液相壓力，含水管道的壓力曲線都較為平緩，并且到達最大壓力的時間有所延后。