局部开口受限空间油气爆燃的超压瞬变与火焰行为

王世茂，杜扬，李国庆，齐圣，王波，李阳超



局部开口受限空间油气爆燃的超压瞬变与火焰行为

王世茂1,2，杜扬1,2，李国庆1,2，齐圣1,2，王波1,2，李阳超1,2

（1后勤工程学院军事供油工程系，重庆 401331；2重庆市火灾与爆炸重点实验室，重庆401331）

开展了油气在局部开口受限空间内油气爆燃的实验研究，获得了不同初始浓度下油气爆燃超压及火焰特性。研究结果表明：内场有两个超压峰值，外场仅有一个，开口处出现负压区。内外最大超压大小基本相同，均由外部爆燃形成。随着浓度的升高，超压先增后减，最大超压对应初始浓度为1.88%。火焰的传播过程分为3个阶段，火焰的形态、颜色、各阶段持续时间、直径、平均速度均受初始浓度的影响。随着初始浓度升高，火焰从淡蓝色层流光滑火焰变为亮黄色褶皱火焰，层流传播阶段和加速变形阶段的持续时间先增后减，溃散熄灭阶段的持续时间增加。火球直径与浓度的关系可用三次多项式描述，火焰平均速度随时间的变化可用二次多项式描述。随着开口率的升高，爆燃超压和火焰速度逐渐减小，火球直径先增大后减小。

局部开口；受限空间；油气；混合物；爆燃；实验验证

引 言

汽油的易燃、易爆、易挥发性是导致油气爆燃事故的主要原因。油气爆燃事故多发生在受限空间中，而且局部开口受限空间在生产生活中较为常见，如浮顶油罐、地下空间出口通道等。针对局部开口受限空间中可燃气体爆燃研究集中于泄爆领域[1-20]，研究内容主要为氢气、甲烷等可燃气体泄爆过程中超压和火焰形态的变化特征。

在泄爆过程中，内场超压受点火位置[1,6]、开口大小[2-5,8]、初始浓度[2,4,9-10]、破膜压力[3,7]、容器尺度[4-5,10-13]、障碍物个数[5]、可燃气体预混均匀度[4]、泄流管长度[9]的影响，有多个峰值，最大峰值主要由破膜[3,7]、泄流[1-5,7-8,11-20]、外部爆炸（爆燃）[1-13]、热声耦合[1,3]等形成。另外，峰值的大小与开口有关，大开口时峰值由外部爆炸引发[3]；小开口时峰值由破膜和泄流引发[2-3]。大尺度空间中的泄爆过程会形成多个峰值，同时出现不均匀燃烧导致的峰值[5,10,16]。当前对泄爆火焰特性的研究手段主要是高速摄影法[4,6-7,9-10]和高速纹影法[4,6-7,9]，前者拍摄火焰整体变化特征，后者拍摄火焰细节变化特征，火焰受开口的影响，小开口时为欠膨胀射流火焰，大开口时为蘑菇云状火球[2,14]。

针对油气泄爆过程的研究当前完成了小体积燃烧腔[2]、短管[21]、多泄放口短管[22]内的泄爆实验，控制变量为浓度、开口大小、泄放口个数等。端部全开时内外场超压均小于3 kPa[21]；而加装泄爆片后超压大小受破膜压力影响[2]，但针对爆燃压力峰值生成原因、火焰细节的研究仍有不足。因此本研究以有机玻璃圆筒为实验容器，对局部开口受限空间油气爆燃过程开展实验，以期为该类空间中防爆抑爆等工程应用提供实验支撑和理论指导。

1 实验系统及初始条件

1.1 实验系统

实验系统如图1所示，实验容器是一个直径和高度均为280 mm的有机玻璃筒，底端封闭，顶端开口。可燃介质为93#汽油蒸气/空气混合物，型号与文献[2]相同。利用TEST6300型采集系统配合压力传感器采集爆燃超压，采样频率50 kHz，量程0～3 kPa，误差为0.1%，传感器位置如图1所示。用1号高速摄影仪拍摄火焰的总特征，摄影仪型号为FASTCAM-Ultima512，采集频率为500帧/秒。利用纹影系统捕捉火焰细节特征，纹影系统拍摄频率为2000帧/秒。充入油气时将盖板盖上，打开气泵并开启1和2号阀门，气泵产生气流搅拌瓶内汽油，形成气泡充入容器中，油气浓度升高，用GXH-1050型CH浓度测试仪监测油气浓度；当油气浓度达到要求时，关闭1、2阀门并打开3、4阀门，继续吹气循环使气体混合均匀，当油气浓度稳定后，关闭气泵和所有阀门。利用火花发生装置点火，点火电压为1500 V，点火能范围为0～10 J，误差±0.1 J。完成实验准备后，撤掉盖板，利用同步控制装置完成高能点火器、动态采集系统、高速摄影仪的启动。

图1 实验系统

1.2 实验初始条件

基于实验系统开展油气爆燃实验，每个实验重复3次，具体初始条件见表1。

表1 实验初始条件

2 实验结果与讨论

2.1 受限空间内外部超压峰值变化特性

2.1.1 正超压峰值Δ1和Δ2图2为油气浓度1.56%和2.23%时的压力曲线，结果表明不同浓度时压力曲线有较高相似性，因此以1.56%浓度时超压曲线为例分析超压峰值变化。超压峰值Δ1出现在0.036 s，仅PT1和PT2测点出现，大小为0.097 kPa。此时火焰锋面抵达顶部开口，表示燃烧产物开始泄放，故Δ1为燃烧产物泄流正超压。爆燃超压大小主要受两个过程影响：油气燃烧过程和气体泄放过程[5,13]，前者使超压升高，后者使超压降低，但爆燃初期（0～0.036 s）油气燃烧过程占优势，使超压增大。当火焰锋面抵达开口后，燃烧产物开始泄放，由于燃烧产物密度低于未燃油气密度，而且泄放体积流量与密度呈反比，这使得体积流量增大从而又导致压力下降，最终出现峰值Δ1[5]。Δ1大小仅为0.097 kPa，这说明先期泄放的未燃油气和后期泄放的已燃气体密度差较小，无法形成明显的压力差。

图2 内外场压力时序曲线

超压峰值Δ2大小为0.28 kPa (0.056 s)，此时火焰呈蘑菇云状，火焰亮度较大且相对“浓密”，表明外部燃烧最为猛烈，因此峰值Δ2是由外部油气迅速燃烧形成，即外部爆燃超压[1,3,7]。促使外部爆燃发生与加剧因素主要有3个：①已燃气体加速泄放增强了湍流，火焰变为毛刷状湍流火焰，如图3(a)所示；②内场低密度已燃气体向外场高密度未燃油气加速加剧了R-T不稳定性[5,12]，火焰褶皱增多，燃烧面积增大，如图3(b)所示；③切向速度差诱导的K-H不稳定性[5,12]和压力梯度与密度梯度斜交诱导的斜压效应[17]使火焰沿水平方向拉伸形成涡旋结构，进一步增大了燃烧范围，如图3(c)所示。外部油气被引燃后，3种因素相互耦合并产生正反馈效应，产生外部爆燃，最终形成峰值Δ2。

图3 外场典型火焰行为纹影图像

2.1.2 内外场测点超压峰值的差异性 由图2可以看出，内外场超压时序曲线具有一定的差异性，主要体现在两个方面。

（1）外场测点（PT3和PT4）处仅出现峰值Δ2，无峰值Δ1，原因在于容器顶部全开，点火后油气边燃烧边泄放，未形成明显的憋压，油气未经压缩就泄放至空间外部，与已燃气体的密度差较小，无法产生足够大的响应值。

（2）测点PT3在0.03～0.055 s时段内出现负压，数值约为-0.08 kPa，点火后油气向外泄放，在开口附近由于K-H不稳定和R-M不稳定性[23-25]的影响，流场内出现旋涡，如图4所示。

PT3恰好位于涡核区，由旋涡理论可知，涡核区域的压强要小于外部环流区域的压强，且沿旋涡轴向具有一定压力梯度，而且由图2(b)可得，在PT3形成负压的时间段内（0.0～0.055 s），旋涡外部区域测点（PT4）超压近似为零，因此PT3在该时段内出现明显的负压。

图4 外场未燃气体涡旋纹影图像

2.2 初始浓度对超压峰值的影响

2.2.1 超压峰值Δ1和Δ2随浓度的变化规律 图2表明不同测点的超压变化特征有一定相似性，为了完整地反映峰值Δ1和Δ2的变化特征，以PT1的测量结果为分析对象。

图5反映了峰值Δ1和Δ2的变化规律，随着初始油气浓度增加，Δ1和Δ2均先增大后减小，Δ1和Δ2平均最大值分别为0.16和0.4 kPa，最大峰值对应浓度为1.88%。

图5 超压峰值随初始油气浓度的变化关系（PT1）

当浓度较低时，较少的油气释放的能量较少，也难以生成足够多的自由基，限制了化学反应速率；另外泄放到外部的油气浓度较低，导致已燃气体和外部未燃气体的密度相差不大，低浓度的外部油气也无法产生强度较大的外部爆燃，因此低浓度条件下峰值Δ1和Δ2均较小。

随着始浓度增大，油气量增多，释放的能量增多，同时产生更多自由基，提高了化学反应速率；另外，由于层流火焰速度随浓度的升高而增大[10]，较快的火焰速度导致点火后很短的时间内火焰就传播至开口，外部油气不具备足够的扩散和稀释的时间，导致外部油气被点燃时处于较“浓密”的状态，产生较强的外部爆燃，油气浓度为1.88%时，Δ1和Δ2均达到最大。

当初始浓度进一步升高，体系内油气过剩，油气处于不完全燃烧状态，能量释放量减少，而且较高的油气浓度使得体系内自由基的浓度降低，减慢了化学反应速度，从而使超压峰值下降。

2.2.2 超压峰值比例系数随浓度的变化关系 峰值Δ1和Δ2分别是由已燃物泄流和外部爆燃导致，二者比值可反映泄流和外部爆燃的强度差异，定义比例系数

(1)

图5给出了随浓度的变化关系，随着油气浓度的增加，先增大后减小，而且当浓度在1.37%～2.23%范围时，其数值约为2.6，比其余浓度下的大，说明此浓度范围内外部爆燃会产生相对更大的超压峰值。当油气浓度为1.37%～2.23%时，火焰传播速度快，从点火到火焰泄出开口的时间很短，泄出的未燃油气没有足够时间扩散和稀释，在高浓度和压缩度的状态下被引燃，形成相对更猛烈的外部爆燃，产生更大的外部爆燃峰值Δ2。

2.3 油气爆燃过程中火焰行为变化规律

2.3.1 火焰形态随时间的变化规律 图6为3种典型浓度条件下，油气爆燃火焰形态的高速摄像图片。从图像来看，火焰形态随时间的变化可分为3个阶段：容器内的球状层流火焰传播阶段，火焰冲出开口后在外场的加速与拉伸阶段，火焰的溃散熄灭 阶段。

以1.19%浓度条件为例分析火焰行为随时间的变化规律。第1阶段为层流火焰传播阶段，如图6(a)中0～0.074 s所示。点火后火焰为淡蓝色球状光滑层流火焰，并缓慢向开口方向传播；火焰内部含有暗红色燃烧区域（0.036 s），该区域为高碳原子分子反应过程中生成炭粒受热发光所导致[26]。

第2阶段为加速与拉伸阶段，如图6(a)中0.090～0.136 s所示。当火焰开口泄出时，低密度燃烧产物向外部高密度未燃油气的加速形成R-T不稳定，火焰前锋面褶皱增多[5,12]，增强了湍流[5,12]；切向速度差诱导产生的K-H不稳定[5,12]和密度梯度与压力梯度斜交诱导产生的斜压效应使流场扰动增强，并形成涡旋。在湍流、R-T不稳定、K-H不稳定、涡旋效应的作用下，火焰沿水平方向翻转卷曲，向外扩展形成蘑菇云状火球，火球的最大直径约为0.48 m。

第3阶段为溃散熄灭阶段，如图6(a) 0.166 s所示。随着容器外的油气燃烧，火焰无法继续维持蘑菇云状，并变形溃散，直至外部火焰完全熄灭。

图6 不同初始浓度条件下火焰行为随时间的变化规律

2.3.2 油气浓度对火焰形态及颜色的影响 从图6中可以得出，不同浓度条件下火焰形态和火焰颜色总体上具有相似性，即火焰形态经历“球状层流火焰→拉伸变形→蘑菇云状火焰→变形溃散”的变化过程，火焰颜色为“蓝绿色前锋面+橙红色内核”[26-29]组合，其细节受初始浓度影响。

从火焰形态来看，低浓度（1.19%）下，点火后火焰为光滑球形，从开口喷出后形成蘑菇云状火焰并迅速溃散，整个过程持续时间和传播范围均较小。而随着浓度的升高（2.52%），火焰锋面出现褶皱和变形，形成蘑菇云状火焰后继续沿竖直方向蔓延（2.52%，0.52 s）。这种差异主要由高浓度油气不均匀燃烧形成的火焰褶皱和外部大量油气燃烧产生的热浮力导致而成。

表2 不同浓度下火焰颜色

从火焰颜色来看，随着浓度升高，火焰逐渐由“淡蓝+暗红”组合变为“蓝绿+亮黄”的组合[26-29]。表2为不同浓度条件下火焰颜色的变化规律。

油气爆燃简化反应如式（2）～式（7）所示

CH（高碳组分）CH（低碳组分） (2)

CH（低碳组分）+O2CH+CO (3)

CH（低碳组分）+O2C+CO (4)

CH+OOH+CO (5)

CO+O2CO2(6)

OH+O2O+H2O (7)

油气混合物含有多种碳氢组分，点火后各组分的燃烧反应几乎同时启动。低浓度下的主要反应为式（2）、式（3）、式（5）～式（7），其中式（5）～式（7）是形成蓝色光的主要反应[26-30]。反应（4）生成高温碳颗粒产生红色光[26,29-30]，低浓度条件下参加反应（4）的组分极少，产生的红色光亮度较弱。

随着油气浓度升高，较多的油气使反应（3）和（4）同时进行，蓝色火焰和橙红色火焰同时存在。而油气浓度进一步升高时，氧含量相对不足，反应（4）成为主要反应，而反应（3）所占比重逐渐减小，导致火焰颜色为亮黄色[31]。

表3 火焰传播阶段的时间节点

2.3.3 油气浓度对火焰各阶段持续时间的影响 根据火焰行为随时间的变化，可以获得不同浓度下油气爆燃3个阶段的时间节点以及各阶段所占的时间比例，如表3所示。

从表3可以得出，各阶段持续时间和其所占比例受浓度的影响。随着浓度增大，第1、第2阶段比例先减小后增加，第3阶段比例先增加后减小，说明不同浓度下火焰传播速度有明显差别。而且随着浓度升高，第3阶段所占的比例明显变大，以2.05%浓度为例，其第3阶段的持续时间为0.136 s，为前两个阶段所占时间总和的1.58倍，占整个爆燃持续时间的61.26%。因此随着浓度的提高，油气溃散熄灭燃烧阶段占据主要部分，该阶段燃烧较为“缓和”，不会产生猛烈的火焰速度瞬变。

2.3.4 油气浓度对火焰速度和火球直径的影响 火焰速度和外部火球直径是油气爆燃过程中的重要参数，定义火球直径为外部火焰沿水平方向扩展到最大范围时的直径，定义各阶段的火焰平均速度为

(8)

式中，ave为整个阶段过程中平均火焰速度，m·s-1；Δ为整个阶段过程中火焰前锋面的运动距离；Δ为整个阶段过程的总持续时间。

从图7可以得出，随着初始浓度的增加，火焰传播速度和火球直径均先增大后减小。

火焰平均传播速度与浓度的关系可用二次多项式进行拟合，最大速度所对应的油气浓度均为1.69%，其速度值分别为7.36和12.09 m·s-1，另外加速与拉伸阶段（第2阶段）的火焰传播速度要高于层流火焰传播阶段（第1阶段）。火球直径随浓度的变化关系近似可用三次多项式来拟合，最大火球直径为0.64 m，对应浓度为1.88%。低浓度条件下泄放到外部的油气较少，而且火焰传播速度小，外部油气被引燃前已扩散稀释，无法形成大范围火球。随着浓度的升高，泄放到外部的油气增多，火焰传播速度和爆燃强度均增大，火焰沿横向拉伸更为明显，火球直径增大。当油气浓度过高时，大量油气持续燃烧形成较大的热浮力，从而导致火焰主要沿竖直方向传播扩张，另外高浓度条件下爆燃强度较弱，无法形成明显横向拉伸，火球直径变小。

图7 不同浓度下的平均火焰速度及火球直径

2.4 开口大小对油气爆燃过程中关键参数的影响

局部开口的大小对油气爆燃过程中的超压及火焰参数均有明显影响，图8、图9分别给出了油气浓度为1.88%时不同开口条件下最大超压值和火焰参数随开口率的变化关系。

从图8可以得出，超压峰值Δ1和Δ2均随着开口率的增加而减小。如当开口率为20%时，Δ1和Δ2分别为1.10和1.76 kPa，而开口率为100%时，Δ1和Δ2分别为0.072和0.137 kPa。导致这种差异原因是开口率会影响泄流和外部爆燃强度。第一，当开口率较低时，油气泄放口部面积迅速下降，产生较大扰动并生成更强的湍流，从而增强了燃烧的强度；其次，小口条件下泄放到外部的油气相对集中，不仅增大了外部未燃气体和内部已燃气体的密度差，而且避免了油气过度扩散，保证了外部未燃油气被引燃时仍处于高浓度和高密度状态，短时间内会油气迅速燃烧产生更强的外部爆燃，从而使Δ1和Δ2均增大。

图8 不同开口率条件下的最大超压

图9 不同开口率条件下的平均火焰速度及火球直径

图9表明开口率对火球直径和第2阶段（泄流后的加速与拉伸阶段）的火焰速度有较明显的影响，而对第1阶段的火焰速度影响较弱。从火焰速度来看，第1阶段主要是油气在容器内的层流燃烧传播过程，相同油气浓度条件下该过程无明显差异，因此开口率对第1阶段火焰速度无明显影响。对于第2阶段，较小的开口不仅可以带来更强的扰动，也增强了容器内外的压力差，从而使得整个过程处于强泄流状态，产生更强的湍流和界面不稳定性，最终使火焰不断加速运动，火焰速度更大；而随着开口的增大，产生的扰动强度逐渐减小，加速效应较弱，使火焰速度不断降低。从火球直径来看，当开口较小时，泄放过程中沿竖直方向的速度较大，从而使未燃油气主要沿竖直方向运动，沿水平方向的扩展范围较小，因此火焰球直径较小；随着开口的增大，相对较高的泄放速度可以保证K-H不稳定和斜压效应的强度较大，从而使得火焰沿水平方向的扩展运动，使得泄放到外部的油气扩展范围变大，增大了火焰直径；当开口率进一步增大，由于泄放速度较小，K-H不稳定和斜压效应的强度较弱，火焰沿水平方向的扩展和翻转的范围较小，因此火球直径减小。

3 结 论

（1）油气爆燃过程中内场出现两个超压峰值，分别为已燃气体泄流峰值和外部爆燃峰值，外场仅出现外部爆燃峰值，外部爆燃是造成最大超压的主要因素，内外最大超压峰值无明显差异。在爆燃过程中，开口附近会产生旋涡并形成负压区域。

（2）随着初始浓度的升高，超压峰值呈现先增大后减小的变化规律，当初始浓度为1.88%时，两个超压峰值均达到最大。外部爆燃超压峰值大于泄流超压峰值，当初始浓度范围为1.37%～2.23%时，外部爆燃超压峰值约为泄流超压峰值的2.6倍。

（3）火焰传播过程划分为球状层流火焰阶段、加速与拉伸阶段、溃散熄灭阶段。火焰在传播过程中受湍流、R-T不稳定、K-H不稳定、斜压效应的影响，形成蘑菇云状火焰。

（4）初始浓度会影响火焰形态、火焰颜色、各阶段持续时间、火球直径、平均火焰速度。随着浓度的增大，火焰形态由光滑球形火焰变为褶皱球形火焰，颜色由淡蓝色变为亮黄色；球状层流火焰阶段和加速拉伸阶段所占的时间比重先减小后增加，溃散熄灭阶段所占的时间比重先增加后减小，随着浓度的升高，火焰传播过程中的主要阶段为溃散熄灭阶段。火球直径与浓度的关系可用三次多项式来描述，最大直径为0.64 m，对应浓度为1.88%，平均火焰速度与浓度的关系可用二次多项式描述，第1阶段和第2阶段的最大速度值分别为7.36和12.09 m·s-1，对应浓度为1.69%。

（5）开口率对爆燃超压、加速与拉伸阶段的火焰速度和火球直径均有明显影响。随着开口率的降低，超压峰值Δ1和Δ2均增大，火球直径先增大后减小，加速与拉伸阶段的火焰速度减小。

References

[1] CHAO J, BAUWENS C, DOROFEEV S B. An analysis of peak overpressures in vented gaseous explosions [J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2011, 33(2): 2367-2374.

[2] QI S, DU Y, WANG S M,. The effect of vent size and concentration in vented gasoline-air explosions [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2016, 44: 88-94.

[3] FAKANDU B M, ANDREWS G E, PHYLAKTOU H N. Vent burst pressure effects on vented gas explosion reduced pressure [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 36: 429-438.

[4] KUZNETSOV M, FRIEDRICH A, STERN G,. Medium-scale experiments on vented hydrogen deflagration [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 36: 416-428.

[5] TOMLIN G, JOHNSON D M, CRONIN P,. The effect of vent size and congestion in large-scale vented natural gas/air explosions [J]. Journal Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 35: 169-181.

[6] GUO J, SUN X X, RUI S C,. Effect of ignition position on vented hydrogen-air explosions [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2015, 40 (45): 15780-15788.

[7] GUO J, LI Q, CHEN D D,. Effect of burst pressure on vented hydrogen-air explosion in a cylindrical vessel [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2015, 40 (19): 6478-6486.

[8] BAUWENS C, CHAFFEE J, DOROFEEV S B. Vented explosion overpressures from combustion of hydrogen and hydrocarbon mixtures [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2011, 36 (3): 2329-2336.

[9] GUO J, WANG C J, LIU X Y. Experimental study on duct-vented explosion of hydrogen-air mixtures in a wide range of equivalence ratio [J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2016, 55 (35): 9518-9523.

[10] BAO Q, FANG Q, ZHANG Y D,. Effects of gas concentration and venting pressure on overpressure transients during vented explosion of methane-air mixtures [J]. Fuel, 2016, 175: 40-48.

[11] BAUWENS C, CHAFFEE J, DOROFEEV S. Experimental and numerical study of methane-air deflagrations in a vented enclosure [J]. Fire Safety Science, 2008, 9: 1043-1054.

[12] KEENAN J, MAKAROV D V, MOLKOV V. Rayleigh-Taylor instability: modeling and effect on coherent deflagrations [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014, 39 (35): 20467-20473.

[13] QUILLATRE P, VERMOREL O, POINSOT T,. Large eddy simulation of vented deflagration [J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2013, 52 (33): 11414-11423.

[14] YAN X Q, YU J L, GAO W. Flame behaviors and pressure characteristics of vented dust explosions at elevated static activation overpressures [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 33: 101-108.

[15] MA Q J, ZHANG Q, PANG L,. Effects of hydrogen addition on the confined and vented explosion behavior of methane in air [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2014, 27: 65-73.

[16] MAKAROV D, VERBECKE F, MOLKOV V. Numerical analysis of hydrogen deflagration mitigation by venting through a duct [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2007, 20 (4/5/6): 433-438.

[17] LEE H G, KIM J. Numerical simulation of the three-dimensional Rayleigh-Taylor instability [J]. Computers & Mathematics with Applications, 2013, 66 (8): 1466-1474.

[18] SARLI D V, BENEDETTO D A, RUSSO G. Using large eddy simulation for understanding vented gas explosions in the presence of obstacles [J]. Journal of Hazardous Materials, 2009, 169 (1/2/3): 435-442.

[19] VYAZMINA E, JALLAIS S. Validation and recommendations for FLACS CFD and engineering approaches to model hydrogen vented explosions: effects of concentration, obstruction vent area and ignition position [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2016, 41 (33): 15101-15109.

[20] BAUWENS C R, DOROFEEV S B. Effect of initial turbulence on vented explosion overpressures from lean hydrogen-air deflagrations [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2014, 39 (35): 20509-20515.

[21] 李阳超, 杜扬, 王世茂, 等. 端部开口受限空间汽油蒸气爆燃超压特性研究 [J]. 中国安全生产科学技术, 2016, 12 (7): 32-36. LI Y C, DU Y, WANG S M,. Study on characteristics of deflagration overpressure for gasoline vapor in confined space with end opening [J]. Journal of Safety Science and Technology, 2016, 12 (7): 32-36.

[22] 吴松林, 杜扬, 欧益宏, 等. 圆柱形管道旁侧油气泄爆实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2016, 36 (5): 680-687. WU S L, DU Y, OU Y H,, Experimental study for lateral gasoline-air venting explosion in cylindrical pipeline [J]. Explosion and Shock Wave, 2016, 36 (5): 680-687.

[23] 姜孝海, 范宝春, 叶经方. 泄爆诱导的湍流、旋涡和外部爆炸 [J]. 应用数学和力学, 2004, 25 (12): 1271-1277.JIANG X H, FAN B C, YE J F. Turbulence, vortex and external explosion induced by venting [J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2004, 25 (12): 1271-1277.

[24] 王世茂, 杜扬, 张少波, 等. 顶部开口条件下油罐油气爆炸数值模拟 [J]. 后勤工程学院学报, 2015, 31 (4): 51-56.WANG S M, DU Y, ZHANG S B,. Numerical simulation research on fuel-air mixture explosion in the oil tank with an open top [J]. Journal of Logistical Engineering University, 2015, 31 (4): 51-56.

[25] 王世茂, 杜扬, 李阳超, 等. 含弱约束结构受限空间油气爆炸外部火焰特性 [J]. 后勤工程学院学报, 2016, 32 (5): 39-43.WANG S M, DU Y, LI Y C,. External flame characteristics of gasoline⁃air mixture explosion in confined space with weakly constrained structure [J]. Journal of Logistical Engineering University, 2015, 32 (5): 39-43.

[26] 张培理. 受限空间油气爆炸及其抑制实验与数值分析研究 [D]. 重庆: 后勤工程学院, 2015.ZHANG P L. Study on experiment and numerical analysis of gasoline-air mixture explosion in confined space [D]. Chongqing: Logistical Engineering University, 2015.

[27] LI G, DU Y, QI S,. Explosions of gasoline-air mixtures in a closed pipe containing a T-shaped branch structure [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2016, 43: 529-536.

[28] ZHANG P L, DU Y, WU S L,. Flame regime estimations of gasoline explosion in a tube [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 33: 304-310.

[29] HU E, TIAN H, ZHANG X,. Explosion characteristics of-butanol/-octane-air mixtures [J]. Fuel, 2017, 188: 90-97.

[30] 王世茂. 含弱约束结构受限空间油气爆炸特性实验研究与数值模拟 [D]. 重庆: 后勤工程学院, 2016.WANG S M. Experimental study and numerical simulation on gasoline-air mixture explosion in the confined space with weakly confined structure [D]. Chongqing: Logistical Engineering University, 2016.

[31] CASHDOLLAR K L, ZLOCHOWER A I, GREEN G M,. Flammability of methane, propane, and hydrogen gases [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2000, 13 (3/4/5): 327-340.

Overpressure transients and flame behaviors of gasoline-air mixture deflagration in confined space with local opening

WANG Shimao1,2, DU Yang1,2, LI Guoqing1,2, QI Sheng1,2, WANG Bo1,2, LI Yangchao1,2

(Department of Petroleum Supply Engineering,Logistical Engineering University, Chongqing 401331, China;2Chongqing Key Laboratory of Fire and Explosion Safety, Chongqing 401331, China)

Experiments on gasoline-air mixture deflagration in the confined space with a local opening was carried out. Overpressure transients and flame behaviors under different concentration were acquired and the results showed that: there were two overpressure peaks inside the vessel but only one outside the vessel, and negative pressure zone was formed near the opening.The maximum value of internal and external overpressure were the same and both of them were caused by external deflagration. The value of overpressure peak showed the trend of first increasing and then decreasing with the increase of concentration, and the concentration corresponding to maximum overpressure peaks was 1.88%. The process of flame propagation could be divided into three stages, and the flame shape, color, duration of each stage, diameter of external fireball and average flame speed were dominated by initial concentration.With the increase of the concentration, the blue laminar flame with smooth front was changed into bright yellow flame with wrinkled front, and the duration of laminar propagating stage as well as accelerating and distorting stage showed the same trend of first increasing and then decreasing, but the duration of extinguishing stage showed a decreasing trend. The relationship between the diameter of fireball and concentration could be fitted by cubic polynomial, and the flame speed of 1stand 2nd stage could be fitted by quadratic polynomial. With the increase of opening ratio, the pressure peaks and flame speed of 2ndstage showed a decreasing trend, and the diameter of fireball showed a first increasing and then decreasing trend.

local opening; confined space; gasoline-air; mixture; explosion; experimental validation

10.11949/j.issn.0438-1157.20161640

X 932

A

0438—1157（2017）08—3310—09

杜扬。第一作者：王世茂（1990—），男，博士研究生。

国家自然科学基金项目（51276195）；重庆市研究生科研创新项目（CYB16128，CYB17150）。

2017-01-18收到初稿，2017-03-24收到修改稿。

2017-01-18.

Prof. DU Yang, duyang58@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China (51276195) and the Graduate Research Innovation Project of Chongqing (CYB16128, CYB17150).