惰性氣體和水蒸氣對長直空間燃氣爆炸超壓及其振蕩的抑制作用

劉 洋，李 展，方 秦，王森佩，陳 力

（1. 陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室，江蘇 南京 210007；2. 東南大學(xué)爆炸安全防護教育部工程研究中心，江蘇 南京 211189）

長直空間具有橫截面尺寸小、長度尺寸遠大于截面尺寸、泄爆面積有限等特點，常見于煤礦巷道、隧道洞庫、管涵暗渠、城市綜合管廊等。在煤礦采挖、隧道施工以及油氣管道輸運過程中存在燃氣泄漏的可能，泄漏的燃氣在長直空間內(nèi)與空氣混合后遇點火源極易引發(fā)爆炸，進而造成人員傷亡和財產(chǎn)損失。近年來相關(guān)事故時有發(fā)生，例如：2013 年青島排水暗渠油氣爆炸，2015 年成都洛帶古鎮(zhèn)隧道瓦斯爆炸，2016 年重慶金山溝煤礦瓦斯爆炸等。燃氣爆炸產(chǎn)生的壓力波是造成人員及結(jié)構(gòu)損害的主要原因之一[1-2]，有學(xué)者發(fā)現(xiàn)特定條件下長直空間燃氣爆炸存在明顯的超壓振蕩現(xiàn)象[3-8]，而超壓振蕩將引起荷載峰值及升壓速率的明顯升高[9-10]、流場湍流程度增強[11]，并可能造成結(jié)構(gòu)高溫蠕變[3]以及引發(fā)結(jié)構(gòu)共振[12]，從而進一步加劇爆炸對人員和結(jié)構(gòu)的危害?？紤]到長直空間燃氣爆炸事故可能造成的嚴重后果，開展爆炸超壓及其振蕩抑制措施研究十分必要。

Xing 等[12]利用長度為2 m 的圓管進行了甲烷/空氣爆炸實驗，發(fā)現(xiàn)CH4的體積分數(shù)為9.5%～12.0%時，密閉管道爆炸出現(xiàn)了劇烈的壓力振蕩；朱傳杰等[13-14]通過實驗和數(shù)值模擬（AutoReaGas）研究了不同尺寸密閉方管內(nèi)CH4/空氣爆炸超壓的振蕩特性，認為超壓的振蕩是壓力波在管道兩端產(chǎn)生反射的結(jié)果；韋世豪等[15-16]進行了小尺寸密閉管道內(nèi)汽油蒸氣/空氣爆炸實驗，認為前驅(qū)波和壓縮波在容器內(nèi)的反射疊加是產(chǎn)生壓力振蕩的主要原因，而火焰和壓力波耦合所形成的正反饋現(xiàn)象進一步加劇了振蕩。研究人員在長直尾端泄爆空間內(nèi)同樣觀察到了壓力振蕩現(xiàn)象[6-8]；Xing 等[12]發(fā)現(xiàn)隨著泄爆面積的增加，壓力振蕩相比于密閉管道逐漸衰減，但另外出現(xiàn)了亥姆霍茲振蕩；李毅[17]、路長等[18]通過實驗發(fā)現(xiàn)氣體流入流出的交替變化對壓力的振蕩具有影響；王亞磊等[19]在長0.5 m 的尾端管道內(nèi)開展了燃氣爆炸實驗，結(jié)果表明管內(nèi)氣體的快速泄放和回流造成了壓力的振蕩。

目前應(yīng)用較為廣泛的抑爆措施主要包括水系抑爆及惰性氣體抑爆，二者分別通過在可燃氣體中加入一定的水霧/水蒸氣和惰性氣體對爆炸產(chǎn)生抑制。用于抑爆的惰性氣體主要為氮氣（N2）和二氧化碳（CO2）[20-21]，實驗發(fā)現(xiàn)隨著N2和CO2濃度的增加，惰性氣體對甲烷（CH4）爆炸的抑制作用增強[22-23]，CO2和N2對甲烷/空氣混合氣體的抑爆濃度分別為22%～23%和30%～37%[24-26]。李成兵[27]、Xie 等[28]認為CO2的比熱容更高以及CO2作為燃燒產(chǎn)物能夠從化學(xué)角度對燃燒產(chǎn)生抑制是CO2抑爆性能優(yōu)于N2的主要原因。水系抑爆主要包括水霧抑爆和水蒸氣抑爆，秦文茜等[29]、康泉勝等[30]分別通過實驗研究了超細水霧對瓦斯和丙烷爆炸的抑制效果，發(fā)現(xiàn)添加超細水霧能夠有效降低爆炸超壓及其升壓速率，并使爆炸下限大幅提高，隨著超細水霧添加量的增加，抑制效果增強。高旭亮[31]利用Fluent 軟件研究了超細水霧對CH4爆炸的抑制效果，得到了與上述實驗相同的結(jié)論，此外還發(fā)現(xiàn)當施加量達到一定程度時，超細水霧甚至?xí)耆种艭H4的爆炸。劉丹等[32]通過實驗研究了水蒸氣對CH4爆炸超壓及爆炸極限的影響，發(fā)現(xiàn)水蒸氣同樣能夠?qū)Ρóa(chǎn)生抑制，且隨著水蒸氣濃度的增加，爆炸超壓及升壓速率降低，爆炸極限范圍縮小。

研究人員對長直空間燃氣爆炸超壓的振蕩現(xiàn)象進行了研究，但大多關(guān)心超壓的振蕩特性及其產(chǎn)生原因，鮮有關(guān)于超壓振蕩抑制措施的研究報道。雖然添加N2、CO2和水蒸氣能夠在一定程度上對燃氣爆炸超壓及其升壓速率產(chǎn)生抑制，但其能否抑制超壓的振蕩仍有待深入探討。本研究擬通過FLACS數(shù)值模擬軟件，建立長直密閉和長直尾端泄爆管道模型，并利用已有實驗數(shù)據(jù)對模型進行驗證；基于已驗證的數(shù)值模型，以化學(xué)當量比甲烷/空氣混合氣體為研究對象，分析不同濃度CO2、N2及水蒸氣對長直空間燃氣爆炸超壓及升壓時間的抑制作用，對比3 種氣體對超壓振蕩的抑制效果，探究不同氣體抑爆效果差異的原因。

1 數(shù)值模擬

1.1 理論模型

甲烷/空氣混合氣體的爆炸是一個快速釋能的化學(xué)過程。FLACS 描述可壓縮流體流動的數(shù)學(xué)模型包括質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程以及焓的輸運方程[33]。

質(zhì)量守恒方程：耗散率 ε 的運輸方程為

1.2 模型建立

建模過程中對FLACS 管道數(shù)值模型做以下簡化：(1)模型管道壁面為剛性，不考慮其變形和損壞；(2)假設(shè)爆炸過程為絕熱爆炸，不考慮由管道壁面散熱引起的能量損失；(3)忽略模型管道壁上的各種可關(guān)閉預(yù)留孔口、傳感器以及管道連接部位等細節(jié)，忽略管道壁對壓力波的阻礙作用，認為容器內(nèi)壁光滑。

考慮到長直密閉和尾端泄爆管道內(nèi)燃氣爆炸均可能存在超壓的振蕩現(xiàn)象，建立如圖1 所示的完全密閉和尾端泄爆兩種管道模型，兩種管道內(nèi)部尺寸均為0.8 m × 0.8 m × 30 m，尾端泄爆管道泄爆口尺寸為0.8 m × 0.8 m，泄爆壓力為0 kPa。點火點設(shè)置在管道端部中央，分別在每節(jié)管道側(cè)壁距點火點1、4、7、···、28 m 每隔3 m 處布置壓力測點，依次編為測點1～測點10。流速尺度（CFLV）和聲速尺度（CFLC）分別取為0.5 和5.0，初始溫度為20 ℃，初始壓強100 kPa，相對湍流強度和湍流長度尺度均為零，其余設(shè)置均采用默認值。

圖1 管道模型及其網(wǎng)格劃分Fig. 1 Tube model and its meshing

密閉模型各邊界均設(shè)置為EULER 邊界，尾端泄爆管道氣體泄放到開敞空間，故將除z軸負方向（地面）外的其他方向均設(shè)置為PLAN_WAVE 邊界。計算域及網(wǎng)格尺寸設(shè)置如下：將管道內(nèi)部設(shè)置為核心區(qū)，核心區(qū)分別采用0.10、0.05、0.03 m 3 種尺寸的網(wǎng)格。密閉管道核心區(qū)以外0.2 m 范圍為拉伸區(qū)，尾端泄爆管道核心區(qū)外x軸正負方向3 m，y軸正方向15 m，y軸負方向0.5 m，z軸正方向10 m，z軸負方向0.2 m 為拉伸區(qū)，拉伸系數(shù)為1.2。

1.3 模型驗證

研究人員對FLACS 模擬惰性氣體抑爆的可靠性進行了驗證，陳曉坤等[35]利用FLACS 軟件對多組分可燃氣體添加CO2后的爆炸參數(shù)進行了模擬研究，并將模擬結(jié)果與已有實驗數(shù)據(jù)進行對比，發(fā)現(xiàn)不同配比條件下的最大爆炸超壓模擬值與實驗值的相對誤差均小于16%，說明利用 FLACS 模擬多組分可燃性氣體爆炸可行。羅振敏等[36]在內(nèi)徑88 mm、長1 600 mm 的尾端泄爆管道內(nèi)進行了CO2抑制甲烷/空氣爆炸實驗，并通過FLACS 軟件對實驗進行了模擬，結(jié)果表明，除CO2添加量為18%時誤差較大外，模擬得到的火焰?zhèn)鞑r間和火焰?zhèn)鞑ニ俣染c實驗值基本吻合且變化趨勢一致，認為誤差主要來源于模型的理想環(huán)境假設(shè)以及FLACS 對小尺寸管道模擬的偏差。張印等[37]利用FLACS 軟件對20 L 密閉容器內(nèi)添加CO2的CH4/空氣預(yù)混爆炸進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)最大爆炸壓力的模擬值與理論計算值的相對誤差在6.5%～10.5%之間，爆炸溫度的模擬值與計算值的相對誤差在3%～13%之間。

為驗證FLACS 模擬大尺寸長直管道燃氣爆炸的準確性，對Li 等[38]開展的長直空間燃氣爆炸實驗進行了模擬，模擬工況見圖2。該實驗管道尺寸為0.8 m × 0.8 m × 30 m，由10 節(jié)長度為3 m 的鋼制管道組成。工況A 和工況B 均在管道端部充入3 m 長的9.5%甲烷/空氣混合氣體，點火位置位于管道端部中央，點火能量100 mJ。工況A 中管道完全密閉，工況C 中第4、7、10 節(jié)管道頂部泄爆口（尺寸0.6 m ×0.6 m）打開，泄爆壓力0 kPa。需要指出的是，工況A 的數(shù)值模型與完全密閉管道模型（圖1(a)）相同；工況C 的數(shù)值模型除泄爆口數(shù)量與分布尾端泄爆管道模型（圖1(b)）不同外，其他設(shè)置均與之相同。

圖2 模型驗證工況[38]Fig. 2 Cases of model verification[38]

工況A 和工況C 的模擬結(jié)果與實驗值的對比如圖3 所示，以靠近點火端的測點1 為例，可以看到密閉和泄爆條件下FLACS 均能夠正確地模擬爆炸超壓隨時間的變化規(guī)律。對于密閉管道（工況A），網(wǎng)格尺寸為0.10 m 時模擬值與實驗值最接近，第1 個超壓峰值（65 kPa）與實驗值完全相同，第2 個超壓峰值（110 kPa）的相對誤差為14.6%。對于泄爆管道（工況C），網(wǎng)格尺寸為0.05 和0.03 m 時誤差較小且接近，超壓峰值的誤差分別為9.5%、11.9%。造成模擬值與實驗值差異的主要原因：實驗管道壁為散熱良好的鋼制粗糙壁面，而數(shù)值模型做了光滑、絕熱的假設(shè)。模擬結(jié)果表明，數(shù)值模型基本可靠，模擬誤差在可接受范圍內(nèi)。綜合考慮結(jié)果的準確性和計算效率，后續(xù)密閉管道和泄爆管道分別采用0.10 和0.05 m 尺寸的網(wǎng)格進行計算。

圖3 模型驗證（測點1）Fig. 3 Numerical model verification (pressure sensor 1)

1.4 模擬工況

為研究添加惰性氣體及水蒸氣對長直空間內(nèi)燃氣爆炸超壓及其振蕩的抑制效果，利用FLACS 軟件對添加了不同體積分數(shù)N2、CO2和水蒸氣的化學(xué)當量比CH4/空氣混合氣體進行數(shù)值模擬，添加氣體的體積分數(shù)如表1 所示。充氣體積如圖4 所示，在密閉管道內(nèi)充滿混合氣體，在尾端泄爆管道點火端充入3 m 長的混合氣體。由于密閉管道尾端[14]和泄爆管道點火端[19]的爆炸超壓及其振蕩相較管道其他位置更明顯，如未特別說明，本研究所討論的密閉管道內(nèi)的超壓時程曲線均取自管道尾端測點（測點10），所討論的尾端泄爆管道內(nèi)的超壓時程曲線均取自管道點火端測點（測點1）。

表1 添加氣體的體積分數(shù)（密閉/泄爆）Table 1 Volume fraction of added gas (closed/end-vented) %

圖4 混合氣體體積示意圖Fig. 4 Diagram of premixed gas volume

2 模擬結(jié)果

2.1 密閉管道

2.1.1 CO2 的抑爆效果

通過模擬發(fā)現(xiàn)，密閉管道內(nèi)CO2的體積分數(shù)超過24%時不能點火，爆炸被完全抑制，與前人實驗結(jié)果[24-26]非常接近。圖5 為添加不同體積分數(shù)CO2預(yù)混氣體的爆炸超壓時程曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著CO2體積分數(shù)的增加，超壓的振蕩現(xiàn)象逐漸減弱，振蕩持續(xù)時間逐漸變短，當CO2添加量達到16%時，振蕩完全消失。CO2對超壓振蕩的抑制可歸因于其對混合氣體燃燒速率的降低作用[27,39]：首先，添加CO2稀釋了甲烷及氧氣，使反應(yīng)速率降低，燃燒產(chǎn)生的熱量減少；其次，CO2將吸收燃燒產(chǎn)生的熱量使反應(yīng)區(qū)溫度降低，抑制鏈式反應(yīng)的進行；最后，CO2作為燃燒產(chǎn)物之一將與燃燒區(qū)自由基反應(yīng)，使自由基濃度降低，爆炸鏈傳遞速度減緩。密閉管道內(nèi)超壓的振蕩主要是壓力波來回反射傳播的結(jié)果[13-16]，燃燒速率的減緩將造成壓力波強度（大小及升壓速率）下降，使管內(nèi)壓力能夠及時分布均勻，所以最終未表現(xiàn)出壓力振蕩現(xiàn)象。

圖5 不同CO2 體積分數(shù)條件下的超壓時程曲線Fig. 5 Overpressure-time history curves of CO2 with different volume fractions

如圖6 所示，當CO2體積分數(shù)（ φ）從零逐漸上升到24%時，升壓時間（達到壓力峰值的時間）從1.28 s 逐漸增加到19.60 s，最終爆炸超壓由785 kPa呈線性降低到590 kPa，即CO2的體積分數(shù)每增加10%，升壓時間平均增加7.63 s，爆炸超壓下降81 kPa。升壓時間的增加是燃燒速率降低的結(jié)果，爆炸超壓的降低則與添加CO2后管內(nèi)燃料質(zhì)量的降低有關(guān)。需要指出的是，未添加CO2時，超壓峰值（897 kPa）受壓力振蕩的影響高于最終爆炸超壓，但當CO2的體積分數(shù)達到4%時，受CO2抑爆作用的影響，超壓的振蕩減弱并不再使超壓峰值升高，此后管內(nèi)最終壓力即為爆炸最大超壓。

圖6 最終超壓及升壓時間隨CO2 體積分數(shù)的變化Fig. 6 Change of final overpressure and pressure rising time with CO2 volume fraction

超壓振幅隨CO2體積分數(shù)的變化見圖7?？梢钥吹剑何刺砑覥O2時壓力振幅存在一個明顯的上升階段（0～0.96 s），該階段點火后氣體燃燒產(chǎn)生的壓力波在管道內(nèi)的往復(fù)反射形成了超壓的振蕩；燃燒與壓力波的耦合作用使壓力振幅不斷升高[15-16]，并在0.96 s 達到最大值（337 kPa）；0.96 s之后壓力振幅進入下降階段，此時燃料被大量消耗，預(yù)混氣體濃度減小，燃燒速率降低，燃燒對壓力波的增強逐漸小于壓力波的摩擦損耗，振幅呈指數(shù)函數(shù)下降。需要指出的是，數(shù)值模型假設(shè)管道壁絕熱，所以不考慮散熱造成的壓力振幅降低。隨著CO2添加量的增加，超壓振幅逐漸減小，振幅隨時間的變化由升高和降低兩個階段逐漸變?yōu)閮H有降低階段，這是因為燃燒產(chǎn)生的壓力波強度隨著CO2體積分數(shù)的升高而降低，當CO2的體積分數(shù)達到一定值（約8%），燃燒對壓力波的增強作用將小于氣體摩擦損耗對壓力波的衰減作用，振幅上升階段消失。

圖7 不同CO2 體積分數(shù)下超壓振幅隨時間的變化Fig. 7 Variation of overpressure amplitude of different volume fractions of CO2 with time

圖8 為不同CO2體積分數(shù)條件下超壓振蕩頻率隨時間的變化。可以看到，振蕩頻率隨時間逐漸升高，并最終趨于一定值。此外，可以發(fā)現(xiàn)當CO2添加量增加時，超壓振蕩頻率的上升速率和最大超壓振蕩頻率降低。超壓振蕩歸因于壓力波的往復(fù)反射傳播，在管道長度不變的情況下，超壓振蕩頻率的大小主要取決于壓力波的傳播速度。在管道模型的絕熱假設(shè)條件下，隨著燃燒的進行，管內(nèi)溫度逐漸上升，并在燃燒結(jié)束后維持在一定值，而壓力波傳播速度與氣體溫度的1/2 次方正相關(guān)[40]，故超壓振蕩頻率表現(xiàn)為先上升后維持的變化規(guī)律。另一方面，隨著CO2體積分數(shù)的增加，甲烷的質(zhì)量減小，燃燒產(chǎn)生的熱量減少，造成管內(nèi)溫度降低，故最大超壓振蕩頻率隨CO2體積分數(shù)的增加而降低。

圖8 不同CO2 體積分數(shù)下超壓振蕩頻率隨時間的變化Fig. 8 Variation of overpressure oscillation frequency of different volume fractions of CO2 with time

2.1.2 N2 的抑爆效果

圖9 為添加不同體積分數(shù)N2預(yù)混氣體的爆炸超壓時程曲線。模擬發(fā)現(xiàn)：N2的體積分數(shù)等于30% 時，管內(nèi)壓力在10 s 內(nèi)均無明顯變化；當N2的體積分數(shù)超過30%時，無法點火，可以認為模擬得到的N2完全抑爆濃度為30%，與已有實驗結(jié)果[24-26]基本一致。圖10 顯示了最終爆炸超壓及升壓時間隨N2體積分數(shù)的變化。當N2的體積分數(shù)由零增加到25%時，升壓時間從1.28 s 逐漸增長到11.58 s，最終爆炸超壓由785 kPa 線性降低到667 kPa，即N2的體積分數(shù)每增加10%，升壓時間平均增加4.12 s，爆炸超壓下降47 kPa。隨著N2體積分數(shù)的升高，超壓的振蕩逐漸減弱，振蕩持續(xù)時間逐漸變短，N2的體積分數(shù)為20%時，振蕩被完全抑制。

圖9 不同N2 體積分數(shù)條件下的超壓時程曲線Fig. 9 Overpressure-time history curves of N2 with different volume fractions

圖10 最終超壓及升壓時間隨N2 體積分數(shù)的變化Fig. 10 Change of final overpressure and pressure rising time with N2 volume fraction

圖11 為超壓振幅隨N2體積分數(shù)的變化。隨著N2添加量的增加，超壓振幅逐漸降低，N2的體積分數(shù)達到10% 時，振幅上升階段消失，高于CO2（8%）。圖12 為超壓振蕩頻率隨N2體積分數(shù)的變化。隨著N2添加量的增加，管內(nèi)溫度降低，壓力波傳播速度降低，超壓振蕩頻率減小。N2主要通過稀釋甲烷和氧氣濃度抑制爆炸，其次是吸收燃燒產(chǎn)生的熱量，相比CO2缺少了化學(xué)反應(yīng)抑制一項，故N2對爆炸超壓及其振蕩的抑制作用弱于CO2[27,39]。

圖11 不同N2 體積分數(shù)下超壓振幅隨時間的變化Fig. 11 Variation of overpressure amplitude of different volume fractions of N2 with time

圖12 不同N2 體積分數(shù)下超壓振蕩頻率隨時間的變化Fig. 12 Variation of overpressure oscillation frequency of different volume fractions of N2 with time

2.1.3 水蒸氣的抑爆效果

圖13 為不同水蒸氣體積分數(shù)下甲烷/空氣混合氣體的爆炸超壓時程曲線?？梢?，當水蒸氣的體積分數(shù)達到16%時，超壓振蕩被完全抑制。此外，當水蒸氣的體積分數(shù)達到26%時，管內(nèi)壓力在16 s內(nèi)幾乎未上升；當水蒸氣的體積分數(shù)超過26%時，混合氣體無法點火，由此可知模擬得到的水蒸氣完全抑爆濃度為26%。

圖13 不同水蒸氣體積分數(shù)條件下的超壓時程曲線Fig. 13 Overpressure-time history curves of N2 with different volume fractions

如圖14 所示，當水蒸氣的體積分數(shù)由零增加到24%時，升壓時間從1.28 s 逐漸增長到13.79 s，最終爆炸超壓由785 kPa 線性降低到629 kPa，即水蒸氣的體積分數(shù)每增加10%，升壓時間平均增加5.21 s，爆炸超壓下降65 kPa。

圖14 最終超壓及升壓時間隨水蒸氣體積分數(shù)的變化Fig. 14 Change of final overpressure and pressure rising time with water vapor volume fraction

圖15 和圖16 分別顯示了超壓振幅和超壓振蕩頻率隨水蒸氣體積分數(shù)的變化。與添加CO2和N2類似，當水蒸氣的體積分數(shù)約為8%時，超壓振幅的上升階段消失，隨著水蒸氣體積分數(shù)的繼續(xù)增大，最大超壓振幅減小，超壓振蕩頻率降低。

圖15 不同水蒸氣體積分數(shù)下超壓振幅隨時間的變化Fig. 15 Variation of overpressure amplitude of different volume fractions of water vapor with time

圖16 不同水蒸氣體積分數(shù)下超壓振蕩頻率隨時間的變化Fig. 16 Variation of overpressure oscillation frequency of different volume fractions of water vapor with time

2.2 尾端泄爆管道

2.2.1 CO2 的抑爆效果

圖17 為不同CO2體積分數(shù)條件下混合氣體爆炸超壓時程曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，當尾端泄爆管道內(nèi)CO2的體積分數(shù)達到24%時，混合氣體僅發(fā)生緩慢燃燒，管內(nèi)壓力不發(fā)生明顯變化；當CO2的體積分數(shù)為25%時，氣體將不能點火，可以認為，尾端泄爆管道CO2的完全抑爆濃度為24%，與密閉管道相同。

圖17 不同CO2 體積分數(shù)條件下的超壓時程曲線Fig. 17 Overpressure-time history curves of CO2 with different volume fractions

如圖18 所示，隨著CO2的體積分數(shù)由零增長到24%，升壓時間從0.24 s 逐漸增長到0.71 s，超壓峰值由57 kPa 接近線性降低到0 kPa，即CO2的體積分數(shù)每增加10%，爆炸超壓下降約24 kPa。

圖18 最終超壓和升壓時間隨CO2 體積分數(shù)的變化Fig. 18 Change of final overpressure and pressure rising time with CO2 volume fraction

圖19 為爆炸超壓振幅隨時間的變化?？梢?，不同CO2體積分數(shù)條件下混合氣體的壓力振幅均隨時間呈指數(shù)函數(shù)下降。泄爆管道內(nèi)壓力的振蕩類似于阻尼振動[41]，振蕩可歸因于管內(nèi)氣體過度泄放引起氣體往復(fù)的泄出與回流[19]，因此可以認為，壓力振幅的下降與振蕩過程中氣體動能被耗散有關(guān)。此外，隨著CO2的體積分數(shù)由零增加到20%，最大壓力振幅由90 kPa 減小為7 kPa，這是CO2導(dǎo)致的混合氣體燃燒速率降低、爆炸超壓和管內(nèi)氣體流速減小的結(jié)果。

圖19 不同CO2 體積分數(shù)下超壓振幅隨時間的變化Fig. 19 Variation of overpressure amplitude of different volume fractions of CO2 with time

圖20 給出了壓力振蕩頻率隨時間的變化。可以發(fā)現(xiàn)，振蕩頻率隨CO2體積分數(shù)的增加而降低，可解釋為：CO2的體積分數(shù)越大，燃燒速率越低，管內(nèi)氣體通過燃燒獲取的速度越小，氣體往復(fù)運動一個周期所需時間更長，最終導(dǎo)致超壓振蕩頻率降低。不考慮由超壓時程曲線得到壓力振蕩頻率的誤差，可以發(fā)現(xiàn)，各工況下的壓力振蕩頻率幾乎不隨時間而明顯上升或下降，如果認為尾端泄爆管道內(nèi)壓力的振蕩為阻尼振動，則壓力振蕩頻率的不變可能與阻尼振動的等時性[41]有關(guān)。

圖20 不同CO2 體積分數(shù)下超壓振蕩頻率隨時間的變化Fig. 20 Variation of overpressure oscillation frequency of different volume fractions of CO2 with time

2.2.2 N2 的抑爆效果

圖21 為不同N2體積分數(shù)下混合氣體爆炸超壓時程曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，當N2的體積分數(shù)達到30%時，混合氣體僅發(fā)生緩慢燃燒，管內(nèi)壓力無明顯變化；當N2的體積分數(shù)為31%時，爆炸被完全抑制，說明尾端泄爆管道內(nèi)N2的完全抑爆濃度與密閉管道相同，均為30%。

圖21 不同N2 體積分數(shù)條件下的超壓時程曲線Fig. 21 Overpressure-time history curves of N2 with different volume fractions

如圖22 所示，當N2的體積分數(shù)由零增加到30%，升壓時間由0.24 s 增長到0.79 s，超壓峰值由57 kPa 接近線性降低到0 kPa，即CO2的體積分數(shù)每增加10%，爆炸超壓下降20 kPa。

圖22 最終超壓及升壓時間隨N2 體積分數(shù)的變化Fig. 22 Change of final overpressure and pressure rising time with N2 volume fraction

壓力振幅和壓力振蕩頻率隨時間的變化分別如圖23 和圖24 所示。可以看到，隨著N2體積分數(shù)的升高，超壓振幅和振蕩頻率均逐漸減小，說明N2對尾端泄爆管道內(nèi)爆炸超壓的振蕩效應(yīng)具有一定的抑制作用。

圖23 不同N2 體積分數(shù)下超壓振幅隨時間的變化Fig. 23 Variation of overpressure amplitude of different volume fractions of N2 with time

圖24 不同N2 體積分數(shù)下超壓振蕩頻率隨時間的變化Fig. 24 Variation of overpressure oscillation frequency of different volume fractions of N2 with time

2.2.3 水蒸氣的抑爆效果

圖25 為不同水蒸氣體積分數(shù)下甲烷/空氣混合氣體的爆炸超壓時程曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，尾端泄爆管道內(nèi)水蒸氣完全抑制爆炸的體積分數(shù)與密閉管道相同，均為26%。

圖25 不同水蒸氣體積分數(shù)條件下的超壓時程曲線Fig. 25 Overpressure-time history curves of water vapor with different volume fractions

從圖26 可以看出，隨著水蒸氣體積分數(shù)由零增加到24%，升壓時間從0.24 s 逐漸增長到0.68 s，最終爆炸超壓由57 kPa 接近線性降低到0 kPa，即水蒸氣的體積分數(shù)每增加10%，爆炸超壓下降約25 kPa。

圖26 最終超壓及升壓時間隨水蒸氣體積分數(shù)的變化Fig. 26 Change of final overpressure and pressure rising time with water vapor volume fraction

圖27 和圖28 分別顯示了不同水蒸氣體積分數(shù)下超壓振幅和振蕩頻率隨時間的變化?？梢钥闯?，振幅和頻率均隨著水蒸氣含量的增加而減小，說明添加水蒸氣同樣能夠有效抑制尾端泄爆管道內(nèi)甲烷爆炸超壓的振蕩效應(yīng)。

圖27 不同水蒸氣體積分數(shù)下超壓振幅隨時間的變化Fig. 27 Variation of overpressure amplitude of different volume fractions of water vapor with time

圖28 不同水蒸氣體積分數(shù)下超壓振蕩頻率隨時間的變化Fig. 28 Variation of overpressure oscillation frequency of different volume fractions of water vapor with time

2.3 不同氣體抑制效果對比

由2.1、2.2 節(jié)可知，CO2、水蒸氣和N2的完全抑爆濃度分別為25%、26%、30%，且泄爆條件對完全抑爆濃度沒有影響。密閉條件下完全抑制超壓振蕩時CO2、水蒸氣和N2的體積分數(shù)分別為16%、16%、20%，尾端泄爆條件下壓力振蕩被完全抑制時的體積分數(shù)則與完全抑爆濃度相同，為25%、26%、30%。圖29 和圖30 分別為添加CO2、水蒸氣和N2對長直空間內(nèi)甲烷爆炸超壓抑制作用的對比?？梢园l(fā)現(xiàn)，當添加氣體濃度相同時，密閉和尾端泄爆管道均是添加CO2的爆炸超壓及其振幅下降最明顯，升壓時間增加最長，添加水蒸氣次之，添加N2最差，說明CO2對爆炸超壓及其振蕩的抑制作用最強，N2最弱。

圖29 密閉管道內(nèi)CO2、N2 和水蒸氣對爆炸的抑制作用對比Fig. 29 Comparison of suppression of CO2, N2 and water vapor on the explosion in the closed tube

圖30 尾端泄爆管道內(nèi)CO2、N2 和水蒸氣對爆炸的抑制作用對比Fig. 30 Comparison of suppression of CO2, N2 and water vapor on the explosion in the end-vented tube

3 種氣體抑爆效果的差異可解釋為[27,39]：N2僅能從物理角度（稀釋、吸熱）對超壓及其振蕩產(chǎn)生抑制，而CO2與水蒸氣作為甲烷爆炸的燃燒產(chǎn)物，除物理抑爆外，還能夠與燃燒區(qū)自由基反應(yīng)，降低自由基濃度，抑制爆炸鏈傳遞速度，進而從化學(xué)角度對爆炸產(chǎn)生抑制，故抑爆效果優(yōu)于N2。水蒸氣和CO2抑爆效果的差異可能與二者比熱容不同及參與鏈式反應(yīng)的種類和程度不同有關(guān)。

3 結(jié) 論

利用FLACS 軟件建立了長直（密閉/尾端泄爆）空間管道模型，并對模型進行了驗證。基于已驗證的模型研究了添加CO2、N2和水蒸氣的化學(xué)當量比CH4/空氣混合氣體的爆炸情況，討論了添加不同濃度氣體對爆炸超壓及其振蕩的抑制作用，并對比了3 種氣體的抑爆效果。

（1）管道內(nèi)氣體爆炸超壓隨添加氣體體積分數(shù)的增加而降低，CO2、水蒸氣和N2的體積分數(shù)每增加10%，密閉管道氣體爆炸的最終超壓分別下降81、65、47 kPa，尾端泄爆管道超壓峰值分別下降24、25、20 kPa，3 種氣體的完全抑爆濃度分別為25%、26%和30%（體積分數(shù)）。

（2）CO2、水蒸氣和N2對長直空間燃氣爆炸超壓的振蕩具有抑制作用，壓力振幅和壓力振蕩頻率均隨添加氣體體積分數(shù)的增加而減小，密閉管道內(nèi)3 種氣體完全抑制超壓振蕩時的體積分數(shù)分別為16%、16%、20%，尾端泄爆管道分別為25%、26%、30%。

（3）CO2對爆炸超壓及其振蕩的抑制效果最好，水蒸氣次之，N2最弱。這是因為N2僅能從物理角度對爆炸產(chǎn)生抑制，而CO2與水蒸氣作為甲烷爆炸的燃燒產(chǎn)物，還能通過參與鏈式反應(yīng)而抑制爆炸。水蒸氣和CO2抑爆效果的差異可能與二者比熱容以及參與鏈式反應(yīng)的種類和程度不同有關(guān)。