连通容器气体爆炸流场的CFD模拟.pdf

书书书第５８卷第４期化工学报Ｖｏｌ．５８Ｎｏ．４２００７年４月ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｅｍｉｃａｌＩｎｄｕｓｔｒｙａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ（Ｃｈｉｎａ）Ａｐｒｉｌ２００７檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭殐殐殐殐研究论文连通容器气体爆炸流场的犆犉犇模拟王志荣，蒋军成，郑杨艳（南京工业大学城市建设与安全环境学院，江苏南京２１０００９）摘要跟单个容器或管道相比，连通容器内气体爆炸会导致较高的爆炸压力和压力上升速率，以至于很多装置或设备不能承受而造成人员伤亡和财产损失。连通容器内气体爆炸强度增加主要是跟气体流动与燃烧过程有关，研究该类气体爆炸机理就必须从爆炸流场着手。本文利用大型计算流体动力学软件ＦＬＵＥＮＴ对气体爆炸流场进行了数值模拟，获得了气体爆炸流场中温度、压力、速度、密度和燃烧速率随时间的变化规律，模拟结果能够比较清晰地反映出气体爆炸的整个过程。研究表明，连通容器中气体燃烧和流动引起未燃气体的压缩和湍流以及湍流诱导的喷射燃烧是系统中气体爆炸强度增加的主要原因，而管道在湍流诱导的喷射火焰中扮演非常重要的角色。关键词连通容器；气体爆炸；爆炸流场；ＣＦＤ模拟中图分类号ＴＥ６８７；ＴＱ０８６文献标识码Ａ文章编号０４３８－１１５７（２００７）０４－０８５４－０８犆犉犇狊犻犿狌犾犪狋犻狅狀狅狀犵犪狊犲狓狆犾狅狊犻狅狀犳犻犲犾犱犻狀犾犻狀犽犲犱狏犲狊狊犲犾狊犠犃犖犌犣犺犻狉狅狀犵，犑犐犃犖犌犑狌狀犮犺犲狀犵，犣犎犈犖犌犢犪狀犵狔犪狀（犛犮犺狅狅犾狅犳犝狉犫犪狀犆狅狀狊狋狉狌犮狋犻狅狀犪狀犱犛犪犳犲狋狔＆犈狀狏犻狉狅狀犿犲狀狋犪犾犈狀犵犻狀犲犲狉犻狀犵，犖犪狀犼犻狀犵犝狀犻狏犲狉狊犻狋狔狅犳犜犲犮犺狀狅犾狅犵狔，犖犪狀犼犻狀犵２１０００９，犑犻犪狀犵狊狌，犆犺犻狀犪）犃犫狊狋狉犪犮狋Ｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈａｓｉｎｇｌｅｖｅｓｓｅｌｏｒｐｉｐｅ，ｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｗｈｉｃｈｈａｐｐｅｎｓｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓｏｆｔｅｎｃａｕｓｅｓｈｉｇｈｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｈｉｇｈｒａｔｅｏｆｐｒｅｓｓｕｒｅｒｉｓｅｗｈｉｃｈａｒｅｉｎｔｏｌｅｒａｂｌｅｂｙｍｏｓｔｉｎｄｕｓｔｒｉａｌｅｑｕｉｐｍｅｎｔ．Ｔｈｅｉｎｃｒｅｍｅｎｔｏｆｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓｉｓｒｅｌａｔｅｄｗｉｔｈｔｈｅｓｔａｔｅｏｆｇａｓｆｌｏｗａｎｄｔｕｒｂｕｌｅｎｔｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ．Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｒｅｖｅａｌｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｈｉｇｈｅｒｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｆｌａｍｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ，ｔｈｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｆｉｅｌｄｍｕｓｔｂｅｆｏｕｎｄｏｕｔ．Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，ｔｈｅｃｈａｎｇｅｓｏｆｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ｐｒｅｓｓｕｒｅ，ｖｅｌｏｃｉｔｙ，ｄｅｎｓｉｔｙａｎｄｒｅａｃｔｉｏｎｒａｔｅｗｉｔｈｔｉｍｅｗｅｒｅｏｂｔａｉｎｅｄｂｙＣＦＤ（ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ）ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｆｉｅｌｄｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓｗｉｔｈｔｈｅｓｏｆｔｗａｒｅＦＬＵＥＮＴ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｃｏｕｌｄｄｅｓｃｒｉｂｅｃｌｅａｒｌｙｔｈｅｗｈｏｌｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓａｌｓｏｓｕｇｇｅｓｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎａｎｄｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅｏｆｕｎｂｕｒｎｅｄｇａｓｃａｕｓｅｄｂｙｆｌｏｗａｎｄｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎｏｆｇａｓｍｉｘｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｊｅｔｆｉｒｅｉｎｄｕｃｅｄｂｙｔｕｒｂｕｌｅｎｔｆｌｏｗｐｌａｙｅｄａｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｒｏｌｅｉｎｔｈｅｅｎｈａｎｃｅｍｅｎｔｏｆｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ．Ｔｈｅｐｉｐｅｗｈｉｃｈｃｏｎｎｅｃｔｅｄｔｈｅｖｅｓｓｅｌｓｈａｄｇｒｅａｔｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｔｕｒｂｕｌｅｎｔｆｌｏｗａｎｄｊｅｔｆｉｒｅ．犓犲狔狑狅狉犱狊ｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ；ｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎ；ｅｘｐｌｏｓｉｏｎｆｉｅｌｄ；ＣＦＤｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ２００６－０４－２９收到初稿，２００６－０６－２３收到修改稿。联系人蒋军成。第一作者王志荣（１９７７），男，博士，讲师。基金项目国家自然科学基金项目（２９９３６１１０）；江苏省高校自然科学基础研究项目（０６ｋｊＢ６２００３８）。犚犲犮犲犻狏犲犱犱犪狋犲２００６－０４－２９．犆狅狉狉犲狊狆狅狀犱犻狀犵犪狌狋犺狅狉Ｐｒｏｆ．ＪＩＡＮＧＪｕｎｃｈｅｎｇ．犈－犿犪犻犾ｊｃｊｉａｎｇ＠ｎｊｕｔ．ｅｄｕ．ｃｎ，ｊｃｊｉａｎｇ＠ｈｏｔｍａｉｌ．ｃｏｍ犉狅狌狀犱犪狋犻狅狀犻狋犲犿ｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｈｉｎａ（２９９３６１１０）ａｎｄｔｈｅＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｏｌｌｅｇｅｓａｎｄＵｎｉｖｅｒｓｉｔｉｅｓｉｎＪｉａｎｇｓｕＰｒｏｖｉｎｃｅ（０６ｋｊＢ６２００３８）．引言随着化工和石油化工的发展，生产装置高度自动化、连续化、大型化，易燃易爆物质生产和储存过程中经常会涉及到连通容器［１  ２］。当某一设备首先发生气体爆炸（以下称起爆容器），如果压力波能够通过管道传播到相邻的另一设备（以下称传爆容器），就会引发该设备内部二次气体爆炸，二次爆炸产生的爆炸强度比一次爆炸大得多，造成的损失也更严重［３  ４］。跟单个容器相比，连通容器中气体爆炸强度更高，造成的损失也更严重。尤其是当设备间联通管道较长时，如长、径比超过４０，爆燃就可能在管道内部演变为爆轰［５  ６］，此时爆炸传播速度可达到２０００ｍｓ－１，压力达到甚至超过３ＭＰａ。一旦发生爆轰，其后果严重性可想而知。国家现行的标准和规范中对于单个化工装置或容器气体爆炸泄压有相应的标准和规范，但对于连通容器的防爆泄压还没有明确说明。目前，国内外对连通容器气体爆炸理论研究较少，研究者主要通过实验的方法对气体爆炸规律进行研究。由于爆炸过程中燃烧与流动过程强烈的耦合作用，实验得到的测试点实验数据有限，不能反映整个爆炸流场的情况，因此对于连通容器气体爆炸的实验研究是远远不够的，有时甚至不能对其特殊的爆炸现象和行为给出合理的解释。为此，本文利用ＣＦＤ方法对连通容器中气体爆炸流场进行数值分析，研究结果对于指导连通容器防爆泄压和隔爆设计具有重要的理论价值和指导意义。１数学模型１  １基本方程连通容器内气体爆炸过程是一个快速的燃烧反应过程，满足质量守恒、动量守恒、能量守恒和化学组分平衡方程，这些守恒关系可以通过非稳态的Ｎａｖｉｅｒ  Ｓｔｏｋｅｓ方程组直接求解［７  １１］。本文利用商业软件ＦＬＵＥＮＴ进行数值模拟，选用其中的犽  ε湍流模型和ＥＢＵ  Ａｒｒｈｅｎｉｕｓ燃烧模型［１２  １３］。所用的方程组为质量守恒方程 ρ 狋＋ ρ狌犻 狓犻＝０（１）动量守恒方程 ρ狌犻 狋＋  狓犼 ρ 狌犻狌犼－μｅ 狌犻 狓（）犼＝－ 狆 狓犻＋  狓犼 μｅ 狌犼 狓（）犼－２３  狓犼 δ 犻犼 ρ 犽＋μｅ 狌犽 狓（）［］犽（２）能量守恒方程 ρ犺 狋＋  狓犼 ρ 狌犼犺－μ ｅ σｈ 犺 狓（）犼＝Ｄ狆Ｄ狋＋犛ｈ（３）化学组分平衡方程 ρ犢（）ｆｕ 狋＋  狓犼 ρ 狌犼犢ｆｕ－μ ｅ σｆｕ 犢ｆｕ 狓（）犼＝犚ｆｕ（４）犽  ε模型的湍动能犽和耗散率ε方程 ρ犽 狋＋  狓犼 ρ 狌犼犽－μ ｅ σ犽 犽 狓（）犼＝犌－ρε （５） ρε 狋＋  狓犼 ρ 狌犼ε－μ ｅ σε ε 狓（）犼＝犆１犌ε 犽－犆２ρε ２犽（６）其中犌＝ 狌犻 狓犼 μｅ 狌犻 狓犼＋ 狌犼 狓（）犻－２３δ 犻犼 ρ 犽＋μｅ 狌犽 狓（）［］犽（７） μｅ＝μｌ＋μｔ（８）式中犆１、犆２、σ ｈ、σｆｕ、σ犽、σε为常数，取值分别为１．４４、１．９２、０．８５、０．８５、１．０和１．３。１  ２燃烧模型甲烷气体燃烧爆炸的化学反应机理比较复杂，本文采用单步不可逆反应模型。对于甲烷空气预混气的燃烧爆炸，单步不可逆反应可表示为ＣＨ４＋２Ｏ   ２ＣＯ２＋２Ｈ２Ｏ（９）对湍流燃烧采用ＥＢＵ  Ａｒｒｈｅｎｉｕｓ模型［６］，对时均反应速率取狑ｓｔ和狑ｓＡ两者中较小的一个狑ｓ＝狑ｓｔ，狑［］ｓＡｍｉｎ（１０）其中的狑ｓｔ决定于已燃和未燃气体微团破碎速率中的较小值［６］狑ｓｔ１＝－ν犻犕犻犃ρε 犽犿犚 ν犚犕犚（１１）狑ｓｔ２＝－ν犻犕犻犃犅ρε 犽 ∑ 犻犿犻 ∑ 犖犻 ν犻犕犻（１２）而Ａｒｒｈｅｎｉｕｓ平均反应速率为狑ｓＡ＝ν犻犕犻犃ｒ犜 βｒｅｘｐ（－犈ｒ／犚犜）∏ 犻犡犻η犻（１３）２计算方法２  １计算区域与网格划分对文献［１４］中的气体爆炸实验进行数值模拟，如图１所示。实验装置是通过长度为１．７ｍ、直径为０．０７６ｍ的圆形管道连接的两个相同体积的同轴圆柱形容器（直径和高度均为０．５ｍ），实验介质是甲烷（体积分数１０％）和空气混合物。实验在常温常压下进行，引燃源位置分别为圆柱形容器中心和远离管道入口的容器底部中心。５５８第４期王志荣等连通容器气体爆炸流场的ＣＦＤ模拟图１模拟的实验装置结构简图Ｆｉｇ．１Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｐｐａｒａｔｕｓｓｋｅｔｃｈｆｏｒｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ２  ２初始条件（１）流场初始化条件对于连通容器内均匀混合气体爆炸，初始时刻为狋０，流场初始化条件为犜（狋０）＝犜０，狆（狋０）＝狆０，狌（狋０）＝０，狏（狋０）＝０，犿ＣＨ４（狋０）＝０．０５３，犿Ｏ２（狋０）＝０．２１，犿Ｎ２（狋０）＝０．７３７，犿ＣＯ２（狋０）＝０，犿Ｈ２Ｏ（狋０）＝０（２）点火初始条件分别假设容器中心和容器壁面遇到点火源发生爆炸，点火瞬间点火区１０％的燃料被消耗。２  ３边界条件（１）对称边界条件由于连通容器可以简化成轴对称模型，因此在对称轴上满足狏＝０， φ 狋＝０（ φ＝狌，犽，ε，犜，犿ｆｕ）（２）壁面边界条件壁面处采用绝热边界条件，因此满足 犜 狀＝０，φ＝０（ φ＝狌，狏，犽，ε，犿ｆｕ）３模拟结果及分析３  １模拟结果的实验验证图２和图３是数值模拟结果与气体爆炸实验数据的比较［１４］，图中实线表示模拟曲线，离散点为实验数据。（ａ）ｉｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌ（ｂ）ｓｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌ图２中心点火时连通容器中爆炸压力随时间的变化Ｆｉｇ．２Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎｐｒｅｓｓｕｒｅｉｎｃｏｍｂｉｎｅｄｖｅｓｓｅｌｓ狏犲狉狊狌狊ｔｉｍｅｗｉｔｈｃｅｎｔｒａｌｉｇｎｉｔｉｏｎ（ａ）ｃｅｎｔｒａｌｉｇｎｉｔｉｏｎ（ｂ）ｅｎｄｉｇｎｉｔｉｏｎ图３中心点火和壁面点火时连通容器中火焰位置随时间的变化Ｆｉｇ．３Ｆｌａｍｅｐｏｓｉｔｉｏｎｉｎｃｏｍｂｉｎｅｄｖｅｓｓｅｌｓ狏犲狉狊狌狊ｔｉｍｅｗｉｔｈｃｅｎｔｒａｌａｎｄｅｎｄｉｇｎｉｔｉｏｎ６５８化工学报第５８卷对通过管道连接的１１８０ｃｍ３和１７０ｃｍ３的小型柱状连通容器内化学计量比浓度的丙烯与空气预混气爆炸进行模拟，连接管道直径为８．３ｍｍ，管道长度为４．３５ｃｍ［１５］。图４、图５分别表示数值模拟结果与实验数据的比较。图中ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ１和ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ１分别表示小容器中压力的实验数据和模拟结果，ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ２和ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ２分别表示大容器中压力的实验数据和模拟结果，实线和虚线表示模拟曲线，离散点为实验数据。图４１０１．１ｋＰａ初压、大容器中心点火时实验与数值模拟的爆炸压力时间对比曲线Ｆｉｇ．４Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈｃｅｎｔｒａｌｉｇｎｉｔｉｏｎｉｎｂｉｇｖｅｓｓｅｌａｔｉｎｉｔｉａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆ１０１．１ｋＰａ图５１００．３ｋＰａ初压、小容器中心点火时实验与数值模拟的爆炸压力时间对比曲线Ｆｉｇ．５Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈｃｅｎｔｒａｌｉｇｎｉｔｉｏｎｉｎｓｍａｌｌｖｅｓｓｅｌａｔｉｎｉｔｉａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆ１００．３ｋＰａ对通过管道连接的１ｍ３和５ｍ３的连通容器内化学计量比浓度的甲烷与空气预混气爆炸进行模拟，连接管道直径分别为１００、２００和４００ｍｍ，管道长度为１０ｍ。表１和表２分别表示数值模拟结果与实验数据的比较［３］。表１连通容器中最大爆炸压力的模拟结果与实验数据比较（小容器作为起爆容器）Ｔａｂｌｅ１Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｄａｔａａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ（ｓｍａｌｌｖｅｓｓｅｌａｓｉｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌ）Ｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｐｉｐｅ／ｍｍ狆ｍａｘ／ＭＰａＩｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔＳｉｍｕｌａｔｉｏｎＳｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔＳｉｍｕｌａｔｉｏｎ１０００．９５１．０４０．９９１．１２２００１．２０１．２５１．０４１．１８４００１．１２１．２０１．２０１．３１ＮｏｔｅＴｈｅｉｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌｉｓｔｈｅｓｍａｌｌｖｅｓｓｅｌａｎｄｔｈｅｓｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌｉｓｔｈｅｂｉｇｖｅｓｓｅｌ．表２连通容器中最大爆炸压力的模拟结果与实验数据比较（大容器作为起爆容器）Ｔａｂｌｅ２Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｄａｔａａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ（ｂｉｇｖｅｓｓｅｌａｓｉｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌ）Ｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｐｉｐｅ／ｍｍ狆ｍａｘ／ＭＰａＩｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔＳｉｍｕｌａｔｉｏｎＳｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔＳｉｍｕｌａｔｉｏｎ１０００．８６０．９２１．５８１．６７２０００．８５０．９３２．４０２．５２４００１．０７１．２４２．４０２．６０ＮｏｔｅＴｈｅｉｇｎｉｔｉｏｎｖｅｓｓｅｌｉｓｔｈｅｂｉｇｖｅｓｓｅｌａｎｄｔｈｅｓｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌｉｓｔｈｅｓｍａｌｌｖｅｓｓｅｌ．从图２～图５和表１～表２中可以看出，数值模拟结果与实验数据基本吻合。３  ２模拟结果分析３．２．１连通容器内气体爆炸流场分析图６和图７分别表示火焰进入管道和离开管道时连通容器内速度场，可以看到当火焰从起爆容器进入管道或离开管道进入传爆容器时，速度变化剧烈，特别是当火焰进入传爆容器时，气体速度变化很大，气流呈喷射状。此外，在管道壁面附近的边界层处，速度也有很大的梯度。模拟结果表明几何形状的改变大大提高了火焰传播速度，更高的火焰速度诱导强度更高的湍流。图８是管道与传爆容器接口处的速度矢量图，速度变化较大。当火焰离开管道进入传爆容器时，容器内形成了漩涡流动，主要是湍流燃烧的结果，这种漩涡流动也是后来形成反流流动的主要原因。模拟结果表明连通容器中气体爆炸整个过程中，整个系统中气体流动速度始终是增加的，容器壁面７５８第４期王志荣等连通容器气体爆炸流场的ＣＦＤ模拟图６火焰进入管道时速度场Ｆｉｇ．６Ｖｅｌｏｃｉｔｙｃｏｎｔｏｕｒｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓｗｈｅｎｆｌａｍｅｅｎｔｅｒｓｐｉｐｅ图７火焰离开管道时速度场Ｆｉｇ．７Ｖｅｌｏｃｉｔｙｃｏｎｔｏｕｒｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓｗｈｅｎｆｌａｍｅｌｅａｖｅｓｐｉｐｅ图８火焰离开管道时传爆容器内速度矢量图Ｆｉｇ．８Ｖｅｌｏｃｉｔｙｖｅｃｔｏｒｉｎｓｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌｗｈｅｎｆｌａｍｅｌｅａｖｅｓｐｉｐｅ点火比中心点火时气体流动速度增加缓慢，主要是因为壁面点火时，容器和管道内压力升高较慢，压差较小。图９表示连通容器中出现的反流，当气体在起爆容器中点燃后，由于燃烧引起该容器内压力的不断增加，使两个容器之间形成压力差，从而使容器和管道内气体开始流动，压力差是连通容器内气体流动的根本原因。反流增加了起爆容器的湍流程度，如果该容器中还存在未燃气体，就会引起起爆容器内气体的湍流燃烧，使该容器形成较高的压力和压力上升速率，从某种意义上说，反流是起爆容器爆炸强度增加的主要原因。图１０是连通容器内湍流脉动动能随时间的变化。与单个容器中气体爆炸一样，在火焰变化剧烈的部位，湍流脉动动能变化也快，图中表现为更加密集的等值线，主要是由于在火焰面附近，燃烧引起的湍流比在其他地方大得多的缘故。在爆炸的任何时刻，容器与管道连接处湍流脉动动能变化均较图９连通容器中出现反向流Ｆｉｇ．９Ｂａｃｋｆｌｏｗｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ图１０湍流脉动动能的变化Ｆｉｇ．１０Ｃｈａｎｇｅｏｆｋｉｎｅｔｉｃｅｎｅｒｇｙｏｆｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅ大，这就解释了气体在该处的燃烧速度较大的原因。图１１是火焰进入传爆容器时连通容器内密度等值线图。从该图可以看出气体燃烧产物由于高温膨胀因而密度较低，已燃的高温高压气体向外膨胀压缩未燃气体，使未燃气体处于压缩状态。特别是在传爆容器中，当火焰进入该容器时，容器内气体已经处于高度压缩状态，此外，这部分气体温度和密度也较高。从管道中传入的喷射火焰点燃预压缩的高温高压气体，因此会产生更高的压力和压力增长速率。３．２．２轴线上各点参数随时间的变化图１２～图１６分别表示管道轴线上各点压力、密度、速度、温度和化学反应速率随时间的变化曲线，分别选取８５８化工学报第５８卷图１１火焰进入传爆容器时连通容器内密度场Ｆｉｇ．１１Ｄｅｎｓｉｔｙｃｏｎｔｏｕｒｉｎｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓｗｈｅｎｆｌａｍｅｅｎｔｅｒｓｓｅｃｏｎｄｖｅｓｓｅｌ了２０、５５、６４和６８ｍｓ４个时刻，分别对应火焰在起爆容器中传播、火焰从起爆容器进入管道、火焰从管道进入传爆容器和火焰到达传爆容器壁面４个时刻。从图１２可以看出与单个容器气体爆炸不一样，气体点燃后首先是起爆容器内压力增加，由于管道的隔离作用，传爆容器内压力基本没有变化（如图中２０ｍｓ）；然后，随着燃烧的进行，两个容器内压力通过管道而逐渐达到平衡（如图中５５ｍｓ）；当喷射火焰从管道进入传爆容器时，由于喷射气流的作用，该容器中压力会有所波动，然后由于湍流燃烧引起压力急剧增加（如图中６４ｍｓ）；随着湍流燃烧的进行，传爆容器比起爆容器中压力增加更快，因此会产生相对于起爆容器更高的压力（如图中６８ｍｓ）。图１２连通容器轴线上各点压力Ｆｉｇ．１２Ｐｒｅｓｓｕｒｅｉｎａｘｉｓｏｆｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ从图１３可以看出在层流燃烧阶段，连通容器内已燃气体和未燃气体界面附近密度有所变化，其他区域密度比较均匀（如图中２０ｍｓ和５５ｍｓ）；当火焰由起爆容器进入管道以后，由于湍流燃烧，气体流动加速，连通容器内密度变化较大，特别是在容器与管道接口处，主要是因为气体反流引起更大面积的气体燃烧，因此，密度变化不规则。图１３连通容器轴线上各点密度Ｆｉｇ．１３Ｄｅｎｓｉｔｙｉｎａｘｉｓｏｆｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ从图１４可以看出与图６、图７相对应，在容器与管道连接处出现了气体流动的突然加速，特别是５５ｍｓ时燃烧火焰进入管道和６４ｍｓ时燃烧火焰进入传爆容器。从图１４中还可以看出在层流燃烧阶段，气体流动在管道中得到加速，为以后传爆容器中气体湍流流动提供了一定的条件（如图中２０ｍｓ时）；传爆容器湍流燃烧引起的反流使连通容器内气体流动速度更加复杂，在图中表现为速度曲线的多峰值。图１４连通容器轴线上各点速度Ｆｉｇ．１４Ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｎａｘｉｓｏｆｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ从图１５可以看出由于受到绝热压缩的作用，未燃区温度也会不断提高。当连通容器中出现反流燃烧时，由于出现了更加复杂的燃烧面，因此，连９５８第４期王志荣等连通容器气体爆炸流场的ＣＦＤ模拟图１５连通容器轴线上各点温度Ｆｉｇ．１５Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｉｎａｘｉｓｏｆｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ通容器内温度变化更加复杂。图１６表示管道轴线上各点反应速率随时间的变化，从图中可以看出在燃烧火焰进入传爆容器之前，连通容器轴线上出现两个规则的燃烧区域（如图中２０ｍｓ、５５ｍｓ和６４ｍｓ），这是因为燃烧火焰在轴线上有两个燃烧点，而且离传爆容器越近的燃烧区域气体反应速率越大，这是因为燃烧速度在管道中得到加速的缘故。当发生反流燃烧时，由于存在多个燃烧面，因此出现了多个燃烧点，而且各个燃烧点的反应速率不同。图１６连通容器轴线上各点反应速率Ｆｉｇ．１６Ａｒｒｈｅｎｉｕｓｒａｔｅｏｆｒｅａｃｔｉｏｎｉｎａｘｉｓｏｆｌｉｎｋｅｄｖｅｓｓｅｌｓ４结论（１）连通容器中气体燃烧和流动引起的传爆容器内未燃气体的压缩和湍流以及湍流诱导的喷射燃烧是系统中气体爆炸强度增加的主要原因，而管道在湍流诱导的喷射火焰中扮演非常重要的角色。（２）当火焰离开管道进入传爆容器时，容器内形成了漩涡流动，主要是湍流燃烧的结果，这种漩涡流动也是后来形成反流流动的主要原因。气体爆炸整个过程中，整个系统中气体流动速度始终是增加的。（３）反流增加了起爆容器的湍流程度，是起爆容器爆炸强度增加的主要原因。（４）与单个容器不同，在气体爆炸过程中，连通容器内通常会出现压力、密度和速度的不均匀变化，并出现多燃烧面和燃烧点的现象，说明连通容器气体爆炸过程比较复杂，主要是因为气体压缩、反向流动和喷射火焰作用的结果。符号说明犃，犅经验系数犃ｒ指前因子犈ｒ反应活化能，Ｊｍｏｌ－１犺比焓，Ｊｍｏｌ－１或ｋＪｋｇ－１犽单位质量湍流动能，ｍ２ｓ－２犕犻，犕犚组分犻、犚的摩尔质量，ｋｇｍｏｌ－１犿犻，犿犚组分犻、犚的质量分数犖系统中化学物质数目狆压力，Ｐａ犚气体状态常数（犚＝８．３１４ＪＫ－１ｍｏｌ－１）犚ｆｕ燃烧速率，ｋｇｍ－３ｓ－１犛ｈ能量源项犜温度，Ｋ狋时间，ｓ狌，狏速度，ｍｓ－１狑ｓ时均反应速率，ｋｇｍｏｌｍ－３ｓ－１狑ｓＡＡｒｒｈｅｎｉｕｓ反应速率，ｋｇｍｏｌｍ－３ｓ－１狑ｓｔ１、狑ｓｔ２未燃气体、已燃气体微团破碎的ＥＢＵ反应速率，ｋｇｍｏｌｍ－３ｓ－１犡犻组分犻的摩尔分数狓坐标，ｍ犢ｆｕ可燃组分的质量分数 βｒ温度指数 δ 犻犼单位张量 ε 湍流耗散率，ｍ２ｓ－３ η犻反应速度指数 μ 动力黏性系数，Ｐａｓ μｅ有效黏性系数，Ｐａｓ ν犻，ν犚反应物犻、犚的化学计量系数 ρ 密度，ｋｇｍ－３下角标犻，犼，犽第犻，犼，犽个０６８化工学报第５８卷ｌ层流ｍａｘ最大值ｍｉｎ最小值ｔ湍流犚犲犳犲狉犲狀犮犲狊［１］ＤａｇＢｊｅｒｋｅｄｖｅｄｔ，ＪａｎＲｏａｒ，ＫｅｅｓｖａｎＷｉｎｇｅｒｄｅｎ．ＧａｓＥｘｐｌｏｓｉｏｎＨａｎｄｂｏｏｋ．ＮｅｗＹｏｒｋＥｌｓｅｖｉｅｒＳｃｉｅｎｃｅＰｕｂｌｉｓｈｉｎｇＣｏ．Ｉｎｃ．，１９９７［２］ＨｏｌｂｒｏｗＰ，ＡｎｄｒｅｗｓＳ，ＬｕｎｎＧＡ．Ｄｕｓｔｅｘｐｌｏｓｉｏｎｉｎｉｎｔｅｒｃｏｎｎｅｃｔｅｄｖｅｎｔｅｄｖｅｓｓｅｌｓ．犑狅狌狉狀犪犾狅犳犔狅狊狊犘狉犲狏犲狀狋犻狅狀犻狀狋犺犲犘狉狅犮犲狊狊犐狀犱狌狊狋狉犻犲狊，１９９６，９（１）９１  １０３［３］ＢａｒｔｋｎｅｃｈｔＷ．ＥｘｐｌｏｓｉｏｎＣｏｕｒｓｅＰｒｅｖｅｎｔｉｏｎＰｒｏｔｅｃｔｉｏｎ．ＢｅｒｌｉｎＳｐｒｉｎｇｅｒ  Ｖｅｒｌａｇ，１９８１［４］ＳｉｎｇｈＪ．Ｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｓｉｎｉｎｔｅｒ  ｃｏｎｎｅｃｔｅｄ  ｖｅｓｓｅｌｓｐｒｅｓｓｕｒｅｐｉｌｉｎｇ／／ⅠＣｈｅｍＥＨａｚａｒｄｓ ⅫＳｙｍｐｏｓｉｕｍ．ＵＭＩＳＴ，Ｍａｎｃｈｅｓｔｅｒ，ＵＫ，１９９４［５］ＷａｎｇＺｈｉｒｏｎｇ（王志荣），ＪｉａｎｇＪｕｎｃｈｅｎｇ（蒋军成）．ＰｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅｉｎｐｉｐｅｕｓｉｎｇＭＥｍｏｄｅｌ．犑狅狌狉狀犪犾狅犳犆犺犲犿犻犮犪犾犐狀犱狌狊狋狉狔犪狀犱犈狀犵犻狀犲犲狉犻狀犵（犆犺犻狀犪）（化工学报），２００４，５５（９）１５１０  １５１４［６］ＺｈａｏＨｅｎｇｙａｎｇ（赵衡阳）．ＧａｓａｎｄＤｕｓｔＥｘｐｌｏｓｉｏｎＴｈｅｏｒｙ（气体和粉尘爆炸原理）．ＢｅｉｊｉｎｇＢｅｉｊｉｎｇＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＰｒｅｓｓ，１９９６［７］ＨｊｅｒｔａｇｅｒＢＨ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｒａｎｓｉｅｎｔｃｏｍｐｒｅｓｓｉｂｌｅｔｕｒｂｕｌｅｎｔｒｅａｃｔｉｖｅｆｌｏｗｓ．犆狅犿犫狌狊狋犻狅狀犛犮犻犲狀犮犲犪狀犱犜犲犮犺狀狅犾狅

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