不同泄爆位置對(duì)甲烷/空氣爆炸特性的影響

宋雙林 ，劉 磊 ，田富超 ，葛 歡 ，趙珍珍

（1.中煤科工集團(tuán)沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 撫順 113122）

我國(guó)煤層氣儲(chǔ)量十分豐富，探測(cè)發(fā)現(xiàn)在埋深2 000 m 以上的煤層氣儲(chǔ)量就有3.68×1013m3，其中可采資源量占比約為30%[1]。煤層氣開采一般采用負(fù)壓抽采技術(shù)，氧氣易從管器件連接處、環(huán)境腐蝕漏氣處等部位進(jìn)入管道內(nèi)，導(dǎo)致輸送管道內(nèi)煤層氣的濃度處于可燃范圍，具有爆炸危險(xiǎn)。采取行之有效的阻爆抑爆措施，一直是眾多學(xué)者的研究重點(diǎn)，為此許多學(xué)者開展了多孔材料[2-3]、粉體[4-5]、惰氣[6-7]、水霧[8-9]等對(duì)可燃?xì)怏w的抑爆研究，并取得一定的效果。在實(shí)際應(yīng)用中，一些阻爆抑爆技術(shù)存在一定的缺陷[10]，如多孔材料會(huì)增加輸送管道內(nèi)的阻力，從而提高輸送成本。輸送管道上設(shè)置薄弱泄爆區(qū)域或泄壓閥，是保證可燃?xì)怏w輸送安全的重要措施之一。

在泄爆參數(shù)對(duì)可燃?xì)怏w爆炸特性影響方面，學(xué)者們開展了大量的研究并取得許多重要成果。ZHANG 等[11]在方形管道內(nèi)研究了端口泄爆面積對(duì)可燃?xì)怏w爆炸特性的影響，發(fā)現(xiàn)泄爆面積的大小能夠影響甲烷爆炸動(dòng)力學(xué)特征和超壓峰值分布規(guī)律；SUN 等[12]在方形實(shí)驗(yàn)容器中研究發(fā)現(xiàn)，小泄爆面積下的可燃?xì)怏w爆炸能夠產(chǎn)生2 個(gè)壓力峰值，大泄爆面積下的可燃?xì)怏w爆炸僅能夠產(chǎn)生1 個(gè)壓力峰值；KUZNETSOV 等[13]在體積為1 m3的正方形實(shí)驗(yàn)容器中研究了不同泄爆面積對(duì)爆炸特性的影響，發(fā)現(xiàn)超壓峰值取決于泄爆面積和可燃?xì)怏w濃度；XING 等[14]研究了泄爆區(qū)域?qū)淄?空氣混合氣體爆炸特性的影響，發(fā)現(xiàn)流體動(dòng)力不穩(wěn)定性、熱擴(kuò)散不穩(wěn)定性和R-T 不穩(wěn)定性促進(jìn)了火焰前鋒的細(xì)胞結(jié)構(gòu)和振蕩，內(nèi)部壓力的增加促進(jìn)了火焰前鋒的不穩(wěn)定；ALEXIOU 等[15]發(fā)現(xiàn)在泄壓口距離點(diǎn)火端較近時(shí)泄爆效果最好，在泄壓口位于管道中部時(shí)泄爆效果最差；師崢[16]通過數(shù)值模擬的方法對(duì)比泄爆口分別位于點(diǎn)火端端面、管道中部和遠(yuǎn)離點(diǎn)火端端面時(shí)的泄爆效果，發(fā)現(xiàn)當(dāng)泄爆口設(shè)置在點(diǎn)火端端面時(shí)，管道內(nèi)超壓峰值最大，泄爆效果最差。陳鵬等[17]在80 mm×80 mm×500 mm 管道內(nèi)研究泄壓口直徑為40 mm 泄爆位置對(duì)可燃?xì)怏w爆炸特性影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)泄壓口距離點(diǎn)火端較近時(shí)，泄壓后管道內(nèi)壓力值最低，泄爆效果最好。任少峰等[18]發(fā)現(xiàn)當(dāng)泄壓口比（泄壓口面積與管道截面積的比值）大于30%時(shí)，爆炸壓力與火焰速度峰值幾乎不受泄壓口比率的影響。

從以上研究可以看出，學(xué)者們主要著重研究了泄壓面積、大泄壓口比的泄壓位置對(duì)可燃?xì)怏w爆炸特性的影響，而在小泄壓口比的泄壓位置對(duì)可燃?xì)怏w爆炸特性影響方面的研究相對(duì)較小。因此，利用自建的瓦斯爆炸實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，開展不同位置下小泄壓口比的泄爆口對(duì)甲烷/空氣爆炸特性影響研究，為可燃?xì)怏w爆炸減災(zāi)裝備的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及步驟

可燃?xì)怏w爆炸實(shí)驗(yàn)平臺(tái)是由實(shí)驗(yàn)管道、配氣系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和同步控制器組成，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖如圖1。

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

實(shí)驗(yàn)管道尺寸為100 mm×100 mm×1 000 mm，采用透明有機(jī)玻璃制成，耐受壓力為2 000 kPa。配氣裝置是由2 臺(tái)質(zhì)量流量控制器構(gòu)成，從而配制9.5%體積分?jǐn)?shù)甲烷預(yù)混氣體，在實(shí)驗(yàn)過程中，為了使9.5%體積分?jǐn)?shù)甲烷氣體充滿整個(gè)管道，通入4 倍的甲烷/空氣預(yù)混氣體。點(diǎn)火裝置輸出電壓為400 kV，點(diǎn)火能量約為0.2 J。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)是由高頻壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集卡和高速攝像機(jī)構(gòu)成。高頻壓力傳感器選用MD-G305 系列，響應(yīng)頻率為500 kHz，量程為0～2.5×105Pa；數(shù)據(jù)采集卡采用USB-1208FS 型，最大采集頻率為50 kS/s；高速攝像機(jī)采用NAC GX-3 型，圖像采集頻率為2 000 Hz。同步控制裝置能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)點(diǎn)火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集卡和高速攝像機(jī)的階段控制，從而確定圖像數(shù)據(jù)和壓力數(shù)據(jù)的起始時(shí)刻。

實(shí)驗(yàn)設(shè)置的泄爆口直徑為10 mm，一共設(shè)置5 種實(shí)驗(yàn)工況，分別為工況1～工況5，與點(diǎn)火源的距離分別為0、250、500、750、1 000 mm。工況1 和工況5 分別設(shè)置實(shí)驗(yàn)管道的端面區(qū)域，工況2、工況3 和工況4 分別設(shè)置在管道側(cè)壁區(qū)域。

打開實(shí)驗(yàn)管道的進(jìn)氣和排氣閥門，將甲烷和空氣氣體的流量分別設(shè)置為0.76 L/min 和7.24 L/min，充氣時(shí)間為5 min 以上，以此保證混合氣體能夠布滿整個(gè)實(shí)驗(yàn)管道內(nèi)。待充氣完畢后，關(guān)閉進(jìn)氣和排氣閥門，并打開所實(shí)驗(yàn)工況處的閥門，非實(shí)驗(yàn)泄爆口位置處的閥門處于關(guān)閉狀態(tài)。實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備完畢后，啟動(dòng)同步控制裝置，實(shí)驗(yàn)管道內(nèi)預(yù)混氣體的點(diǎn)火，并完成壓力數(shù)據(jù)和圖像數(shù)據(jù)采集；同時(shí)導(dǎo)出該實(shí)驗(yàn)工況的數(shù)據(jù)，準(zhǔn)備重復(fù)實(shí)驗(yàn)及其他工況的實(shí)驗(yàn)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 不同泄爆位置對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?/h3>

通過對(duì)比不同時(shí)刻火焰邊界位置的變化，得到單位時(shí)間管道內(nèi)火焰邊界的移動(dòng)距離即為火焰在該時(shí)刻的平均傳播速度，采用此方法所得的平均火焰?zhèn)鞑ニ俣仁怯煽扇細(xì)怏w燃燒速度和熱膨脹驅(qū)動(dòng)燃燒鋒面速度2 部分組成，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠?jì)算公式為：

式中：v為預(yù)混氣體傳播速度，m/s；ti+1、ti分別為第i+1、i時(shí)刻，s；Li+1、Li分別為第i+1、i時(shí)刻火焰邊界的位置，m。

不同工況下火焰?zhèn)鞑ニ俣入S管道位置的變化規(guī)律如圖2。從圖2 可以看出，在火焰?zhèn)鞑デ捌谒俣妊杆僭黾?，在達(dá)到峰值后的火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆傧陆?，之后火焰在管道?nèi)傳播以低于10 m/s 的速度震蕩傳播至管道末端。

圖2 不同工況下火焰?zhèn)鞑ニ俣入S管道位置的變化規(guī)律Fig.2 Variation of flame propagation velocity with pipe position under different working conditions

預(yù)混氣體在管道內(nèi)傳播的初期階段，可觀察到火焰以“半球形”和“指形”火焰結(jié)構(gòu)傳播，此階段火焰燃燒面積處于增加階段，燃燒膨脹驅(qū)動(dòng)力增加，導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭黾?。在火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾又烈欢〝?shù)值后，受燃燒面積的減小、管道壁面散熱增加，熱膨脹對(duì)火焰驅(qū)動(dòng)減弱，導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸霈F(xiàn)降低。之后由于反射波與燃燒膨脹波此消彼長(zhǎng)的作用，火焰速度以震蕩的效果傳播至管道末端。

在泄爆口分別位于距離點(diǎn)火源為500、750 mm 時(shí)，傳播火焰速度在泄爆口區(qū)域出現(xiàn)突增的波動(dòng)現(xiàn)象，而其他工況的速度曲線在對(duì)應(yīng)的泄爆口區(qū)域未出現(xiàn)明顯波動(dòng)?；鹧嬖诮咏贡谖恢脮r(shí)，外泄未燃?xì)怏w的流動(dòng)作用致使火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸霈F(xiàn)突增?；鹧?zhèn)鞑ブ列贡诤螅讶細(xì)怏w也會(huì)通過泄爆口流出管道外部，熱膨脹的壓力波對(duì)燃燒鋒面的推動(dòng)力減弱，從而出現(xiàn)傳播速度降低的現(xiàn)象。距離點(diǎn)火源250 mm 泄爆口的工況2，泄爆口對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊募铀偌皽p速與在該區(qū)域無泄爆口情況下火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑鰷p效果重疊，在該情況下未顯出泄爆口對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣炔▌?dòng)的現(xiàn)象。工況1 和工況5 所對(duì)應(yīng)的泄爆位置位于管道端點(diǎn)，能夠持續(xù)影響整個(gè)火焰?zhèn)鞑ミ^程，因此火焰?zhèn)鞑ニ俣仍趯?duì)應(yīng)位置區(qū)域未出現(xiàn)明顯波動(dòng)現(xiàn)象。

爆燃峰值速度隨實(shí)驗(yàn)工況的變化規(guī)律如圖3，工況1 至工況5 的峰值平均速度分別為14.71、16.52、17.78、18.56、20.25 m/s?？梢钥闯?，隨著泄爆口與點(diǎn)火源距離的增加，峰值速度呈現(xiàn)逐漸增加的變化規(guī)律。預(yù)混氣體在管道內(nèi)的傳播速度受可燃?xì)怏w的燃燒效率、熱膨脹強(qiáng)度、反射波強(qiáng)度等因素的影響，研究發(fā)現(xiàn)可燃?xì)怏w在泄爆環(huán)境能夠降低可燃自由基的碰撞概率[19]，從而降低燃燒效率。泄爆口在點(diǎn)火源附近時(shí)，熱膨脹對(duì)燃燒鋒面的驅(qū)動(dòng)減弱，泄爆口在火焰?zhèn)鞑ズ蠖藭r(shí)，反射波對(duì)傳播火焰的阻礙降低。因此，隨著泄爆口與點(diǎn)火源距離的增加，傳播火焰峰值速度呈現(xiàn)逐漸增加的變化規(guī)律。

圖3 爆燃峰值速度隨實(shí)驗(yàn)工況的變化規(guī)律Fig.3 Variation of deflagration peak velocity with experimental conditions

工況3 下火焰速度隨管道位置的變化規(guī)律如圖4。受管道“壁面效應(yīng)”燃燒面積的減小及爆炸反射波對(duì)鋒面阻礙的作用，火焰鋒面速度開始下降，直至火焰鋒面出現(xiàn)“平面形”火焰結(jié)構(gòu)，速度曲線出現(xiàn)第1 次低值。爆炸反射波作用主要沿管道軸線方向并向管道壁面的兩側(cè)方向延伸，在火焰鋒面形成“平面形”火焰結(jié)構(gòu)后，反射波對(duì)軸線管道火焰的阻礙大于對(duì)管道壁面區(qū)域的阻礙，壁面區(qū)域的鋒面火焰?zhèn)鞑コ^軸線中心區(qū)域的火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖4 工況3 下火焰速度隨管道位置的變化規(guī)律Fig.4 Variation law of flame velocity with pipe position under working condition 3

在反射波作用于管道壁面區(qū)域時(shí)，壁面區(qū)域火焰速度出現(xiàn)降低。在超壓作用下，部分未燃?xì)怏w從泄爆口流出，泄爆口區(qū)域形成流場(chǎng)，燃燒火焰在靠近該流場(chǎng)時(shí)，在未燃?xì)怏w的帶動(dòng)下，出現(xiàn)脫離主火焰的加速火焰。同樣受到泄爆口區(qū)域未燃?xì)怏w排泄，脫離主火焰的加速火焰幾乎停滯，等待主火焰，從而出現(xiàn)火焰?zhèn)鞑ニ俣燃彼傧陆?。在熱膨脹作用下，主火焰通過泄爆口區(qū)域，火焰速度增加。在通過泄爆口之后，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍趬毫Φ淖饔孟鲁霈F(xiàn)規(guī)律性的震蕩，直至傳播至管道末端。

2.2 不同泄爆位置對(duì)爆炸壓力的影響

不同工況下爆炸壓力隨時(shí)間變化曲線如圖5。

圖5 不同工況下爆炸壓力隨時(shí)間變化曲線Fig.5 Variation curves of explosion pressure with time under different working conditions

從圖5 可以看出，隨著時(shí)間的增加，有限空間內(nèi)甲烷/空氣混合氣體爆炸壓力整體呈現(xiàn)先增加后減小的變化規(guī)律，除實(shí)驗(yàn)工況4 下的甲烷/空氣爆炸壓力曲線出現(xiàn)雙峰特征外，其它實(shí)驗(yàn)工況的爆炸壓力曲線僅出現(xiàn)1 個(gè)明顯的壓力峰值。同時(shí)，所有實(shí)驗(yàn)工況下的甲烷/空氣爆炸壓力曲線在25～50 ms 區(qū)間范圍出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)。

工況3 下爆炸火焰結(jié)構(gòu)隨時(shí)間變化規(guī)律如圖6，不同工況下爆炸壓力增速隨時(shí)間變化規(guī)律如圖7。

圖6 工況3 下爆炸火焰結(jié)構(gòu)隨時(shí)間變化規(guī)律Fig.6 Variation law of explosion flame structure with time under working condition 3

圖7 不同工況下爆炸壓力增速隨時(shí)間變化規(guī)律Fig.7 Variation law of explosion pressure growth rate with time under different working conditions

如圖6，爆炸火焰在管道內(nèi)傳播分別經(jīng)歷“半球形”（10 ms）、“指形”（20 ms 和30 ms）、“平面形”（38 ms）和“郁金香形”的4 種典型火焰結(jié)構(gòu)。在爆炸初期，火焰鋒面以“半球形”和“指形”火焰結(jié)構(gòu)傳播，燃燒火焰鋒面不斷增加，爆炸壓力不斷增加。受管道壁面和反射波的限制，火焰結(jié)構(gòu)由“指形”向“平面形”轉(zhuǎn)變，火焰燃燒面積減小，壁面散失速率增大，爆炸壓力增速減弱，但爆炸壓力的加速度仍為正值，即在時(shí)間-壓力曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，此階段爆炸壓力增率曲線變化較為平滑。

除工況4 外，其他工況火焰結(jié)構(gòu)再由“平面形”火焰轉(zhuǎn)變?yōu)椤坝艚鹣阈巍被鹧娼Y(jié)構(gòu)時(shí)，火焰的燃燒開始面積增加，爆燃?jí)毫υ黾拥耐瑫r(shí)也會(huì)引起反射波壓力的增加，傳播火焰在反射波阻礙及爆燃膨脹波的雙重作用下，燃燒火焰中的自由基間距在雙重壓力波的作用下反復(fù)疏密，造成壓力増率出現(xiàn)震蕩變化，如圖7 的震蕩變化階段。在火焰?zhèn)鞑ブ聊┒诉_(dá)到最大爆炸壓力后，受未燃物質(zhì)的減小，爆炸壓力開始下降。

不同實(shí)驗(yàn)工況下火焰通過泄爆口火焰結(jié)構(gòu)變化如圖8。

圖8 不同實(shí)驗(yàn)工況下火焰通過泄爆口火焰結(jié)構(gòu)變化Fig.8 Changes of flame structure of flame passing through vent under different experimental conditions

由圖8 可以看出：火焰鋒面在通過工況2 處的泄爆口時(shí)，火焰結(jié)構(gòu)處于由“指形”結(jié)構(gòu)向“平面形”結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變的階段，火焰鋒面結(jié)構(gòu)并未出現(xiàn)明顯變形，在形成“平面形”火焰結(jié)構(gòu)之后，在泄爆口泄壓氣流的影響下，后部火焰向泄爆口區(qū)域流動(dòng)；火焰在通過工況3 和工況4 處的泄爆口之前，“郁金香形”火焰結(jié)構(gòu)已形成，在通過泄爆口時(shí)，泄爆口區(qū)域的“郁金香形”火焰出現(xiàn)變形塌陷，“郁金香形”火焰尾部向泄爆口區(qū)域移動(dòng)。同時(shí)，爆炸火焰?zhèn)鞑ブ凉r2、工況3 和工況4 的泄爆口時(shí)的時(shí)間分別為28、57、114 ms，對(duì)應(yīng)的壓力分別為52.49、88.75、146.18 kPa。爆炸火焰在通過工況4 處的泄爆口時(shí)壓力最大，燃燒火焰厚度相比工況2 和工況3 較大，造成大量的處于燃燒階段的自由基物質(zhì)從泄爆口流出，減弱燃燒效率，從而造成壓力下降。預(yù)混火焰通過工況4 處的泄爆口之后，泄爆口流出的大多為已燃?xì)怏w，對(duì)燃燒效率的影響減小，從而使壓力再次增加，造成工況4 下的爆炸壓力曲線出現(xiàn)雙峰結(jié)構(gòu)。

峰值壓力及平均升壓速率隨工況的變化規(guī)律如圖9。甲烷/空氣預(yù)混氣體在工況1 至工況5 下的最大壓力峰值分別為183.27、193.31、205.59、159.91、225.56 kPa，甲烷/空氣預(yù)混氣體在工況5條件下產(chǎn)生的爆炸峰值壓力最大，在工況4 條件下產(chǎn)生的爆炸峰值壓力最小。

圖9 峰值壓力及平均升壓速率隨工況的變化規(guī)律Fig.9 Variation of peak pressure and average boost rate with working conditions

由圖9 可以看出，除工況4 外，最大爆炸壓力隨著泄爆口與點(diǎn)火源距離的增加而增加，泄爆口位于工況4 時(shí)，爆炸壓力曲線出現(xiàn)雙峰是導(dǎo)致最大峰值壓力小于其他位置的主要原因。泄爆口對(duì)爆炸超壓釋放能力存在極值，在爆炸壓力超過這一極值時(shí)，泄爆口對(duì)爆炸超壓的泄壓能力達(dá)到最大。在泄爆口與點(diǎn)火源距離較近時(shí)，泄爆口對(duì)預(yù)混氣體爆炸初期壓力的釋放作用較強(qiáng)，從而影響爆燃?jí)毫Φ姆e聚，導(dǎo)致最大峰值壓力減小。

爆炸危險(xiǎn)性指數(shù)Kst是與爆炸反應(yīng)動(dòng)力學(xué)有關(guān)參數(shù)，用于表征可燃物的爆炸危險(xiǎn)，其計(jì)算公式[20]如下：

式中：Kst為爆炸危險(xiǎn)指數(shù)，(Pa·m)/s；p為壓力，Pa；t為時(shí)間，s；V為實(shí)驗(yàn)容器體積，m3。

式(2)表明，在實(shí)驗(yàn)容積一定時(shí)，爆炸危險(xiǎn)性指數(shù)與最大峰值的升壓速率正相關(guān)。從圖9 可以看出，最大峰值升壓速率隨泄爆口位置與點(diǎn)火源之間距離的增加而增加，因此在輸送管道上的泄爆口應(yīng)設(shè)置在易產(chǎn)生點(diǎn)火源的區(qū)域，泄爆口在點(diǎn)火源區(qū)域時(shí)可燃?xì)怏w爆炸危險(xiǎn)性指數(shù)最低。

3 結(jié) 語

1）爆炸火焰?zhèn)鞑ニ俣仁芤讶細(xì)怏w膨脹波、管道反射波和泄爆口位置共同影響，隨著泄爆口與點(diǎn)火源距離的增加，爆燃火焰?zhèn)鞑シ逯邓俣戎饾u增加，最大爆燃速度為20.25 m/s。

2）泄爆口位于距點(diǎn)火源為1 000 mm 的工況5能夠產(chǎn)生最大爆炸壓力，值為225.56 kPa；泄爆口位于點(diǎn)火源為750 mm 的工況4 能夠產(chǎn)生最小爆炸壓力，值為159.91 kPa；隨著泄爆口與點(diǎn)火源之間距離的增加，爆炸危險(xiǎn)性指數(shù)逐漸增大。

3）基于爆炸危險(xiǎn)性指數(shù)和火焰?zhèn)鞑シ逯邓俣确治隹芍?，泄壓閥應(yīng)設(shè)置在易產(chǎn)生點(diǎn)火源的區(qū)域，該位置下的可燃?xì)怏w爆炸危險(xiǎn)性指數(shù)和峰值火焰?zhèn)鞑ニ俣容^低。