爆炸压力

爆炸压力（精选8篇）

爆炸压力 篇1

矿井瓦斯爆炸是煤矿灾害中的一类重大恶性事故。近年来,随着我国国民经济对于能源的需求越来越大,煤炭产量逐年提高,瓦斯爆炸事故时有发生。研究瓦斯爆炸机理、探索瓦斯爆炸发展过程等,对于有效地防治矿井瓦斯爆炸事故具有十分重要的意义。

根据瓦斯爆炸基元化学反应式,可以计算引发瓦斯爆炸的最小点火能为0.28 mJ。通常在常温和标准压力下测定瓦斯爆炸极限值,并使用能量为10 J的火花隙作为点火源[1]。实验研究和事故案例分析表明,点火源的性质对爆炸极限范围有很大影响,当点火源温度达到了可燃气体点火温度时,点火源的能量越大,越易点燃可燃气体[2]。同样,点火能量也影响了最终的爆炸压力及压力上升速率。目前,就点火能量对瓦斯爆炸影响的定量研究相对较少,笔者就点火能量对瓦斯爆炸压力及压力上升速率的影响进行了实验研究,为瓦斯爆炸特性研究以及有效地预防井下瓦斯爆炸事故奠定了理论基础。

1 实验设备

1.1 实验标准

在瓦斯爆炸特性实验研究方面,GB/T 12474—90《空气中可燃气体爆炸极限测定方法》中规定了测定可燃气体在空气中爆炸极限的方法[3],但该标准只适用于常温常压下测定可燃气体在空气中的爆炸极限值,而不适用于高温、高压或高点火能量下瓦斯爆炸特性的研究。我国目前在瓦斯等可燃气体爆炸特性的实验研究中,尚无统一的标准规定可循。

目前,在气体爆炸特性的实验研究中,大多使用20 L近似球形实验装置[4,5,6,7],笔者亦采用20 L爆炸实验装置进行实验研究。

1.2 实验设备

爆炸罐体如图1所示,其上连接有压力传感器,并与数据采集系统相连,用于测定爆炸后的压力信号。采用自行研制的高能电火花能量发生器(如图2所示)产生电火花点火,其具有能量范围宽、能量值可调、能产生0.001～450 J能量火花放电的特点,爆炸的同时触发数据采集系统进行实时数据采集。试验中需使用一定浓度的瓦斯空气混合气体,为了得到这种气体,本研究采用了气囊配气法进行配气。

2 试验结果及分析

2.1 试验数据

在常温常压条件下,试验测定了瓦斯浓度在10%时,不同的点火能量下的最大爆炸压力和最大压力上升速率,如表1—3所示(表中*为试验过程中失真数据)。试验共进行了3组,分别为3种不同的点火能量级,即0.1～1 J,1～10 J,10～100 J。

2.2 点火能量对瓦斯爆炸压力的影响

瓦斯浓度为10%时,最大爆炸压力随点火能量的变化曲线如图3—5所示。从图中可以看出,点火能量对最终的瓦斯爆炸压力有明显影响,点火能量越高,瓦斯最大爆炸压力越大。从拟合曲线及拟合函数中可以看出,最大爆炸压力和点火能量呈简单的线性关系。

对图3—5所得曲线进行数据拟合,得到拟合函数式(1)—(3):

y1=0.012 7x+0.668 1,

R2=0.951 4 (0.1≤x<1) (1)

y2=0.002 7x+0.676 2,

R2=0.841 4 (1≤x<10) (2)

y3=0.000 4x+0.709 6,

R2=0.893 9 (10≤x≤100) (3)

对式(1)—(3)进行求导,分别得:y′1=0.012 7;y′2=0.002 7;y′3=0.000 4。可见y′1>y′2>y′3,说明不同级别的点火能量对瓦斯爆炸压力的影响效果是不同的,在10～100 J级别影响效果最不明显, 1～10 J级别次之, 0.1～1 J级别影响效果最明显。

2.3 点火能量对最大压力上升速率的影响

瓦斯浓度为10%时,最大压力上升速率随点火能量的变化曲线如图6—8所示。从图中可以看出,点火能量对最终的瓦斯爆炸压力上升速率有明显影响,点火能量越高,瓦斯爆炸最大压力上升速率越大。从拟合曲线及拟合函数中可以看出,最大爆炸压力和点火能量也呈简单的线性关系,但相似程度不高。

对图6—8所得曲线进行数据拟合,得到拟合函数式(4)—(6):

y4=1.858 8x+14.741,

R2=0.966 5 (0.1≤x<1) (4)

y5=0.058 2x+16.517,

R2=0.876 (1≤x<10) (5)

y6=0.007 9x+17.006,

R2=0.975 6 (10≤x≤100) (6)

对式(4)—(6)进行求导,分别得:y′4=1.858 8;y′5=0.058 2;y′6=0.007 9。可见y′4>y′5>y′6,说明不同级别的点火能量对瓦斯爆炸的最大爆炸压力上升速率的影响效果是不同的,在10～100 J级别影响效果最不明显, 1～10 J级别次之, 0.1～1 J级别影响效果最明显。

2.4 原因分析

通过实验可知,当点火源温度达到了可燃气体点火温度时,点火能量强度越高,加热面积越大,作用时间越长,则越容易使瓦斯空气混合气体点爆。瓦斯爆炸的点火过程就是由多个基元反应组合而成的链式反应过程,阿仑尼乌斯指出,只有能量超过一定值(活化能)的分子才能产生化学反应。甲烷爆炸反应的链引发需要一定的能量,以使C—H化学键发生断裂产生自由基,而且为了传播火焰,反应速率必须相当快,也就是需要较高的温度。因此必须采用点火源来使低温混合物进入较高温度的爆炸状态。点火能量越大,越容易产生大量的自由基,爆炸反应进行得越快,也就是缩短了引爆的延迟时间,从而使得爆炸反应在更短的时间内进行,在容积、瓦斯浓度等其他初始条件不变的情况下,导致最后爆炸压力以及压力上升速率的增加。

瓦斯爆炸的最大爆炸压力不仅受到点火能量的影响,还与瓦斯浓度、初始压力、初始温度等因素有关。因此,上述试验所得的拟合曲线,只能说明爆炸压力以及压力上升速率与点火能量呈线性关系变化,却不能作为普适性的结论。

3 结论

1) 实验研究表明,当点火源的能量达到了可燃气体点火能时,点火能量强度越高,则越容易使瓦斯空气混合气体点爆。

2) 点火能量越高,瓦斯爆炸的最大爆炸压力及最大压力上升速率也就越高,且与点火能量呈线性关系变化。

3) 从链式反应机理的角度认为,点火能量越大,越容易产生大量的自由基,爆炸反应进行得越快,也就是缩短了引爆的延迟时间,从而使得爆炸反应在更短的时间内进行,在容积、瓦斯浓度等其他初始条件不变的情况下,导致最后爆炸压力以及压力上升速率的增加。

参考文献

[1]赵衡阳.气体和粉尘爆炸原理[M].北京:北京理工大学出版社,1996.

[2]田贯三.可燃工质爆炸理论与燃烧爆炸抑制机理的研究[D].天津:天津大学,2000.

[3]GB/T12474—90,空气中可燃气体爆炸极限测定方法[S].

[4]卢捷.多元混合气体爆炸特性与安全控制研究[D].北京:北京理工大学,2003.

[5]张引合,张延松,任建喜.煤尘对低浓度瓦斯爆炸的影响研究[J].矿业安全与环保,2006,33(6):20-21.

[6]傅志远,谭迎新.多元可燃性混合气体临界氧浓度的测定[J].工业安全与环保,2004,30(12):25-27.

[7]黄超,杨绪杰,陆路德,等.烷烃高温下爆炸极限的测定[J].化工进展,2002,21(7):496-498.

爆炸压力 篇2

一、演习题目

空调间储气罐爆炸应急预案演练

二、演习时间

2014年5月30日15:30

三、演习地点

空调间

四、演习目的1、检验应急救援预案编制的科学性、实用性和可操作性，发现应急预案编制过程中存在的问题，做到持续改进。

2、检验设备发生故障状态下，职工应急处置能力。

3、提高职工整体应急反应能力和全员应急意识。

五、压力容器爆炸应注意的事项

1、压力容器破裂分为物理爆炸现象和化学爆炸现象。所谓物理爆炸现象是容器内高压气体迅速膨胀并以高速释放内在能量。化学爆炸现象还有化学反应高速释放的能量，其爆炸危害程度往往比物理爆炸现象严重。

2、容器破裂时的危害，通常有下列几种：

2.1、碎片的破坏。高速喷出的气体的反作用力把壳体向破裂的相反方向推出。有些壳体则可能裂成碎块或碎片向四周飞散而造成危害。

2.2、冲击波危害。容器破裂时的能量除了小部分消耗于将容器进一步撕裂和将容器或碎片抛出外，大部分产生冲击波。冲击波可将建筑物摧毁，使设备、管道遭到严重破坏，远处的门窗玻璃破碎。冲击波与碎片的危害一样可导致周围人员伤亡。

2.3、有毒介质的毒害。盛装有毒介质的容器破裂时，会酿成大面积的毒害区。有毒液化气体则蒸发成气体，危害很大。一般在常温下破裂的容器，大多数液化气体生成的蒸汽体积约为液体的二、三百倍。

爆炸压力 篇3

1 油气爆炸压力试验装置

1.1 试验设备及试验样品

试验测试采用改进20 L球试验装置,设有三路进气系统。试验设备工作压力0～2 MPa(绝压);精度0.1%FS,采样间隔0.2 ms;爆炸室容积20 L;粉尘仓容积0.6 L;点火方式为化学点火、高压脉冲点火;配气路数为3路真空配气,精度0.1%;进样方式为粉尘、气体均自动进样;电源为220×(1±0.1) V,(50±2) Hz,1 kW。试验以汽车用93号汽油为研究对象,闪点为-50 ℃,爆炸极限(V/V)为1.3%～6.0%。点火方式分为化学点火、脉冲点火、化学点火头(10 J)三种。

2.2 试验步骤

(1)油气环境空白试验。

以GB/T 12474-2008《空气中可燃气体爆炸极限测定方法》测试油气的爆炸极限,计算在20 L球内的当量燃爆浓度,并进行最大爆炸压力及爆炸压力上升速率测试。首先从一个大于LEL(爆炸下限)的油气浓度开始,浓度改变拟以体积分数1%为步长,直到爆炸压力和最大的压力上升速度的最大值被明显地确定。确定最大爆炸压力Pmax与最大压力上升速率(dP/dt)max的油气浓度为空白试验浓度C。然后恒定点火能量、喷尘压力、喷尘延时及点火延时、汽油油气浓度等参数,进行不少于3次测试以绘制空白实验的标准压力—时间曲线。

试验采用250 mL锥形瓶,瓶内放置50 mL的油气样,连接管内径为5 mm,外径为16 mm,长度约为50 cm。选择油气体积分数为2%～6%系列进行测试,如图1所示。油气在20 L球内的最大爆炸压力为0.787 MPa(表压),对应的油气体积分数约为3.0%。

(2)油气爆炸压力影响因素。

给定油气浓度C,在标准的试验测试条件下,改变点火方式、点火条件和超细粉体浓度测试分析油气爆炸压力随时间的演变规律,研究油气环境爆炸压力的影响因素特征。

2 试验结果与分析

2.1 点火方式对油气最大爆炸压力影响

在相同试验设定条件下,不加入任何试验粉体,改变点火方式测试油气环境的最大爆炸压力变化趋势。试验过程设定喷尘延迟60 ms,油气体积分数为3.3%～3.6%,油气体积分数与点火方式分布情况,见图2所示。

由图可知,点火方式对油气环境最大爆炸压力的影响相对较小。可燃油气引燃所需点火能较小,通常在1 mJ以下;爆炸压力的影响因素较多,如点火延时、喷尘时间等对油气爆炸测试结果影响较大。主要研究点火时刻和抑爆剂对油气爆炸压力的影响,测试过程忽略点火方式对爆炸压力的影响,选用同一种化学点火头进行试验。

2.2 点火时刻对油气爆炸压力影响

超细干粉喷入20 L球后,初始阶段粉体浓度分布具有不均匀性和瞬态性,若停留一段时间湍流使粉体浓度场趋于均匀稳定。为了分析喷尘后间隔一段时间点火对油气爆炸压力的影响,特设定点火长延迟时间,即从喷尘至点火开始时刻的时间间隔。为便于对比分析,油气体积分数设定为2.9%～3.0%,未加入超细粉体时喷尘长延时时间设定为0～90 s,油气爆炸压力随时间变化曲线,如图3所示。

由图可知,随点火长延时的增加,测试油气最大爆炸压力呈下降趋势,绝对压力从0.822 8 MPa下降至0.692 4 MPa,其达到时刻对应为234.2、406.0 ms,压力下降率为15.8%。可知,油气在20 L球内,随着点火延时时间的增加,外来冲击气流的影响变弱,混合油气-空气趋于均匀稳定。

同等试验条件下,加入5.0 g的超细干粉形成油气-超细粉体混合气氛,设定油气体积分数约为3.0%,超细粉体平均质量浓度为250 g/m3,试验测定点火长延时对超细干粉油气环境爆炸压力的影响分布,如图4 所示。

由图4可知,试验测定油气体积分数为3.0%、超细干粉质量浓度为0.25 g/L时,随着点火长延时的增加,其最大爆炸压力呈下降趋势,且来临时刻明显滞后。在长延时30、60、90 s时其最大爆炸压力(绝压)可下降19.33%,且爆炸感应期明显滞后,最大滞后约700 ms。

通过以上分析可知,由于超细粉体具有较高的可压缩性和流动性,在20 L球内快速喷入后具有较好的弥漫性,可较长时间悬浮在球体内;同时,具有较高化学活性的粉体颗粒表面更容易吸附气体分子以及燃烧爆炸链式反应中产生的活性基团(自由基);粉体喷洒起初抑爆效果不明显,粉体油气浓度均匀时抑爆作用相对较好。

2.3 超细干粉浓度对油气爆炸压力的影响

在同等试验条件下,通过改变超细粉体的喷入量来分析超细粉体浓度对油气环境爆炸压力的影响。试验过程设定喷尘延时为120 ms,超细粉体质量浓度分别为150、250、500、1 000 g/m3,油气体积分数为3.0%～3.5%,超细干粉抑爆浓度与爆炸压力曲线如图5所示。可见,随着喷入超细粉体量的增加,油气爆炸感应期明显滞后,与超细干粉抑爆浓度有很大关系。随着超细干粉浓度的增大,爆炸感应期相对滞后,但没有明显的抑爆效果。为此,抑爆粉体本身粒度及抑爆性是决定其抑爆能力的关键因素,点火条件改变只是为了寻求最佳的抑爆时机。

3 结 语

(1)以20 L球试验装置测试分析了油气-空气混合气的爆炸压力影响因素,确定了油气环境空白实验压力-时间曲线,常温常压下测试油气的最大爆炸压力体积分数在3.0%～3.5%,其最大爆炸压力约为0.8 MPa。

(2)20 L球内点火方式对油气最大爆炸压力的影响较小,点火长延时可以滞后爆炸感应期且最大爆炸压力呈下降趋势。

(3)超细干粉本身粒径及抑爆性是决定其抑爆能力的关键因素,改变点火条件和抑爆浓度可提高其油气环境的抑爆能力。

参考文献

[1]刘晅亚,秘义行,田亮.石油化工园区消防安全规划现状及应对策略研究[J].消防科学与技术,2010,29(5):383-387.

[2]陈思维,杜杨,王博.油罐中油气爆炸规律研究[J].安全与环境学报,2007,7(3):102-104.

[3]陈思维,杜扬.惰性气体抑制管道中可燃气体爆炸的数值模拟[J].天然气工业,2006,26(10):37-39.

[4]胡利明,蒋曙光,李钦华,等.油气爆炸抑制技术研究进展[J].化工装备技术,2009,(3):62-64.

[5]GB/T12474-2008,空气中可燃气体爆炸极限测定方法[S].

压力容器爆炸事故现场处置方案 篇4

1 事故特征

1.1 事故风险分析

1）氧气、乙炔瓶爆炸，锅炉爆炸，空压机、储气灌、高压风管爆炸。由于压力容器爆炸可能造成人员伤亡、设备损坏或财产损失。影响正常的生产经营、生活秩序，甚至影响周边居民生活。

1.2 事故可能发生的区域、地点

事故可能发生在锅炉房、地面空气压缩机房、井上下使用气焊的地点。

1.3 事故可能发生的季节和造成的危害程度

主要发生事故季节为夏天炎热天气，可能造成人员伤亡、设备损坏或财产损失。影响正常的生产经营、生活秩序，甚至影响周边居民生活。

1.4 事故可能出现的征兆

压力容器表面温度急剧升高，压力表指针剧烈摆动等现象。

2 应急组织与职责

矿井调度室为发出预警通报的责任单位，当调度室接到压力容器爆炸事故的汇报后，要立即启动应急措施（根据灾害程度启动相应响应等级）。

2.1 成立事故应急自救小组

组长：基层单位负责人

副组长：基层单位副职、技术主管、班长

成员：基层单位全体作业人员

2.2 应急自救小组职责

2.2.1 专业教育、日常培训。

2.2.2 组织指挥实施自救行动。

2.2.3 向上级汇报事故情况，发出救援请求。

2.3 人员职责

2.3.1 区队长：根据事故现场的实际情况制定应急救援方案，积极组织区队人员开展自救工作；及时向矿调度室汇报事故现场的基本情况及现场救援工作等信息；协调救援过程中出现的问题。

2.3.2 区队技术人员：是区队长组织开展自救工作的助手，在区队长领导下组织参与制订应急救援方案；准备与事故救援相关的技术资料。

2.3.3 副队长：根据区队制定应急救援方案，负责组织好处理事故所需的人员、材料、设备等，带领人员进行救援工作；负责完成区长安排的某一方面的抢救工作；及时向矿调度室汇报事故现场的基本情况以及正在进行的救援工作等事故信息。

2.3.4 区队值班人员：事故发生后及时了解事故经过、人员伤亡以及现场基本情况等详细的事故信息，并立即将情况报告区队长、矿调度室，通知区队管理人员以及区队应急自救组织的职工到值班室集合，及时向矿指挥部汇报事故信息，协调事故救援工作中的其他事项。

2.3.5 班长：采取措施控制灾情；及时汇报现场事故及救援信息；积极组织现场救援或者引导避灾。

2.3.6 职工：按照事故应急救援方案以及措施的要求，在事故救援指挥部指挥下积极开展救援工作。

3 应急处置

3.1 应急响应程序

1）发生压力容器爆炸事故时，由事故单位当班领导组织人员将故障点与系统隔断，通知本单位检修人员进行抢修，同时向调度室汇报。

2）事故发现人员在向调度室汇报事故必须完整的汇报事故发生的时间、地点、现象、人员状况及所在具体位置，现场是否进行抢险，有无灾害扩大的可能。

3）现场应急指挥部接到汇报后启动应急预案，并应利用一切可能的手段了解灾情，然后判断灾情的发展趋势，及时果断地作出决定，下达救灾命令。

3.2 现场应急响应措施

1）发现压力容器泄压装置、显示装置、自动报警装置、连锁装置及相关安全附件（压力表、温度计、安全阀）失灵等异常情况时，应立即断开动力电源开关或关闭气源的进气阀门，查找异常原因，清除故障确保安全后再投入运行。

2）当压力容器出现超温、超压时，应立即断开动力电源开关或关闭气源的进气阀门，同时迅速开启能安全卸载的阀门，使压力容器内部压力迅速降低。

3）当压力容器支座支撑连接处松动、移位、沉降、倾斜、裂纹等险情时，必须紧急停止运行，迅速断开动力电源开关或关闭气源的进气阀门，划定危险区域，设置警戒线，严禁无关人员进入。

4）当压力容器接口部位的焊缝、法兰等部位变形、腐蚀、裂纹、过热及泄露时，迅速关闭气源的进气阀门，同时迅速开启能安全泄压的阀门，使压力容器内部压力迅速降低，待修复检验检测合格后再投入使用。

5）当压力容器及其设备周围发生火灾等非正常原因时，必须紧急停止运行。

6）发生爆炸事故，必须设法躲避爆炸物，采取隔离和疏散措施，尽快将人员撤离现场，划定危险区域，设置警戒线，严禁无关人员进入，并立即报矿应急指挥部，请求支援。

7）爆炸停止后应立即查看有无人员伤亡，并进行救治。

3.2必须了解和分析判断的内容

1）爆炸地点及其波及范围。

2）人员分布及其伤亡情况。

3）是否发生了火灾。

4）是否有发生二次灾害可能。

3.3 必须作出决定并下达的命令

1）切断灾区电源。

2）撤出受伤人员。

3）成立现场抢救指挥部，制定救灾方案。

4）依据灾情大小，确定是否联系矿山救护队。

5）清点锅炉操作人员，了解人员受伤情况。

6）命令有关单位准备救灾物资，医院准备抢救伤员。

3.4 现场处置方案

3.4.1 现场处置的主要任务

1）现场人员要积极开展自救和互救；

2）救援人员积极抢救遇险人员；

3）扑灭因爆炸产生的火灾。

3.4.2 人员撤离

组织人员撤离现场。锅炉爆炸事故发生突然、危害大，应及时指导和组织公司员工和现场人员采取各种措施进行自身防护，迅速撤离危险区域和可能受到危险的区域，在撤离过程中应积极组织人员开展自救和互救工作。

3.4.3 自救互救

当发生锅炉爆炸等重大事故时，现场人员必须立即向矿调度室汇报事故的性质、地点及遇难人员情况，调度室接到电话后，应立即向矿值班领导和总调度室汇报。并按照如下要求积极展开应急避灾自救工作。依据受伤情况决定救助他人、进行自救、等待救援。

3.4.4 后期处置

做好现场清消，消除危害后果，对锅炉爆炸的爆炸废物及残渣涉及范围内的全部爆炸废物及残片（残渣）应及时组织人员以清除，消除危害后果，防止对人体、财产和环境的隐患和污染。

4 注意事项

4.1 佩戴个人防护器具方面的.注意事项

1）选择防护用品应针对防护要求，正确选择符合要求的防护用品。

2）井下人员必须使用可靠的个体防护用品。

3）佩戴防护用品的人员在使用前，应认真阅读产品使用说明书，确认其使用范围、有效期限等内容，熟悉其使用、维护和保养方法。

4）防护用品应有专人管理，负责维护保养。

5）在有毒有害气体的环境中工作时，应尽量采取通风措施，排除有毒有害气体，避免佩带呼吸器工作，等等。

4.2 使用抢险救援器材方面的注意事项

1)矿兼职救护队应配备齐全各种抢险救援器材、设备，平时应加强维护，确保各种器材、设备能够正常使用。

4.3 佩带自救器的注意事项：

1）佩戴自救器撤离灾区时，口具和鼻夹一定要咬紧夹好，中途不得取下口具和鼻夹。

2）佩带自救器操作准确迅速，必须经过培训，并经考试合格后，方可配用。

4.3 采取救援对策或措施方面的注意事项

1）救援时，应保持头脑清醒，不得盲目行动，针对事故性质、类型、特征等进行分析，启动相应预案。

2）在抢险救灾过程中，专业或兼职救援人员，应根据事故的类别、性质，采取相应的安全防护措施。

3）严格控制进入灾区人员的数量，抢救井下事故以专业矿山救援人员为主；抢救瓦斯、煤尘、井下火灾等灾害事故时，非专业救护人员不得进入灾区。

4）救援人员必须认真按救援方案和救护安全措施执行，确保自身安全。

5）在事故救援中，现场指挥部安排专人，负责记录事故抢险方案的执行情况和事故救援等情况。

6）根据事故现场情况，强化事故现场安全措施落实，防止二次事故和次生灾害事故发生。

7）抢救和运送长期被困井下的人员时，要注意外部环境的突然改变，防止造成二次伤害等。

4.4 现场自救和互救注意事项

自救与互救原则：

1）安全撤离，妥善避险。

2）沉着冷静，控制情绪。

3）互相鼓励，互相帮助。

4）团结协作，服从指挥。

4.5 现场应急处置能力确认和人员安全防护等事项

1）根据事故类型、事故大小确定需要的救援力量和装备器材。

2）根据灾区现场情况，制定救援人员安全防护措施。

4.6 在避难硐室避难时应注意以下事项

1）进入避难硐室前，应在硐室外留有明显标志，以便救护队发现。

2）待救时应保持冷静、不得急躁，以减少氧气消耗，保持体力。

3）硐室内保留一盏灯照明，其余矿灯全部关闭。

4）间断发出呼救信号等。

4.7 应急救援结束后的注意事项

1）当事故得到有效控制，伤亡人员全部救出或转移，设备、设施处于受控状态，环境有害因素得到有效监测和处置达标，由应急总指挥宣布事故应救援工作结束，并转入现场恢复、障碍消除等工作。

2）明确应急救援行动结束的条件和相关后续事宜。

3）明确发布应急终止命令的程序。

4.8 其他需要特别警示的事项

1）井上下事故波及范围区域划定，警戒线设置。

2）事故单位井口、地面治安警戒线设置。

3）井下救护基地位置确定与警示。

爆炸压力 篇5

现有阻隔爆装置大多是通过向火焰区释放抑爆剂来熄灭火焰的,抑爆剂释放的持续时间与火焰的持续时间是否满足一定关系是阻隔爆装置能否成功发挥作用的关键,而火焰厚度大体可用火焰持续时间来度量,可见火焰厚度的研究对甲烷爆炸的防控具有现实意义,另外甲烷爆炸火焰厚度还对可燃物的点燃具有一定的作用。

众所周知,甲烷爆炸传播规律的研究是爆炸灾害防控的理论基础,许多国内外学者在该领域做了大量的理论和实验研究。J. H. S. Lee等[1]第一次比较全面的概述了火焰加速及其转变为爆轰的过程, D. Bjerketvedt等[2]系统地总结了气体爆炸的基本常识和1997年之前的大量实验成果。G. Ciccarelli等[3]较为系统地论述了近年来DDT( Deflagration-toDetonation Transition) 过程的研究成果。S. B. Dorofeev[4]简述了火焰加速机理及其应用到爆炸安全的最新成果。林柏泉教授等[5,6]提出障碍物的作用主要是诱导湍流的产生,从而引发爆炸传播的正反馈机制,最终导致爆炸强度加剧。S. M. Frolov等[7,8,9]通过对U型管道内的爆炸和爆轰传播特性进行研究,发现U型管道可以极大的推进SDT( Shock - to - Detonation Transition) 过程。萨文科[10]分别在直径为125mm和300mm的管道内开展了爆炸实验, 得出了空气冲击波通过管道分岔和转弯处的衰减系数。

先前出版的成果大多集中在爆燃转爆轰和拐弯分岔的衰减特性等方面,有关非绝热开口钢管内甲烷爆炸的火焰和压力变化规律的研究少见报道,特别地,该条件下的火焰厚度变化特征的研究更少。 为此,本文利用非绝热钢管开展甲烷爆炸实验,进而研究甲烷爆炸压力及火焰厚度的变化规律,以期对甲烷爆炸的防控研究有所裨益。

1实验系统

甲烷爆炸实验系统如图1所示。该系统主要由爆炸管道、配气装置、真空泵、高能点火器、动态数据采集储存设备等组成。爆炸管道采用截面为0. 08m × 0. 08m的方形钢管,总长20m,耐压在20MPa以上,管道一端封闭,另一端敞开。在闭口端布设高能点火器,它的点火 能量为20J,点火延迟 时间为0. 774s。配气装置包括气袋、甲烷气源、甲烷检测仪等,可以配置各种甲烷浓度的甲烷空气预混气体。 真空泵作用是将钢管抽成真空状态,以方便甲烷空气预混气体泄放到钢管中,并用甲烷检测仪读取管道甲烷浓度,保证每次实验的甲烷浓度均为10% 。 动态数据采集储存设备包括压力传感器( 见图2) 、 火焰传感器( 见图2) 、数据采集器、计算机等。火焰传感器为光电式,响应光谱为340 ~ 980nm,响应时间约为4. 5ms。压力传感器为压阻式,量程为0 ~ 1. 5MPa,精确度为0. 067% ~ 0. 375% FS。各个火焰传感器和压力传感器远离点火源的距离分别见表1和表2。

2实验结果与分析

非绝热开口钢管内的甲烷与空气预混气体被点燃后,火焰传感器采集到的火焰信号如图3所呈现。 从图中可看出火焰存在着明显的传播现象。火焰前锋到达各测点的时间一般有两种计算方法,即火焰信号起始上升时刻和火焰信号最强时刻。众所周知,一维火焰前锋结构由预热区和反应区组成,预热区内温度和浓度的变化主要由于导热和扩散的作用,在此新鲜的甲烷空气预混气得到加热,而化学反应是在略低于燃烧温度的高温下发生的,反应速度、 温度和活化中心的浓度在火焰前锋结构的反应区内达到最大值。火焰信号最强时刻对应于火焰前锋反应区内某时刻,不宜作为火焰前锋到达该点的时刻。 而火焰信号起始上升时刻与火焰前锋预热区起始时刻接近,故在此选其作为火焰前锋到达时间。

各测点得到的火焰到达时间和火焰信号最强时间分别见图4和图5。随着远离点火源距离的增加,火焰到达时间逐渐增大,火焰信号最强的时间也基本增大。从图3和图5容易看出,在7. 32m测点处的火焰信号最强的时间230. 72ms略小于6. 67m测点的时间232ms,验证了火焰信号最强时刻不能作为火焰到达时间这一判断的正确性。

由图3可得到各测点的火焰信号最强值,如图6所示。随着远离点火源距离的增加,火焰信号最强值逐渐增大,说明甲烷爆炸化学反应不断加剧。

本实验中,火焰传播速度用下列公式( 1) 进行计算。

式中: xi为第i + 1个火焰传感器与第i个火焰传感器之间的距离; ti为火焰前锋到达第i个火焰传感器的时刻; ti + 1为火焰前锋到达第i + 1个火焰传感器的时刻。

图7给出了计算后的各测点火焰传播速度。从图中看出,充满甲烷与空气预混气体的非绝热钢管内发生爆炸后,火焰传播速度随着远离点火源距离的增加先逐渐增大然后降低。即随着距离的增大, 火焰传播速度呈现先增大后减小的变化趋势。随着爆炸不断向前发展,越来越多的可燃物加入到化学反应中,使得甲烷爆炸化学反应不断加剧,火焰传播速度起初也逐渐增大,但是受非绝热钢管条件的影响火焰传播速度上升速率不断减小,使火焰传播速度在距离点火源14m位置附近取得最大值,随后又受开口条件 ( 化学反应能量容易散失) 影响开始减小。

各测点得到的最大爆炸超压呈现于图8中。 随着远离点火源距离的增加,最大爆炸超压呈现先减小、后增大、再减小的变化趋势。在爆炸前期( 距离点火源7m之前) ,前驱冲击波强度较弱,火焰产生的声速压缩波又受钢管封闭端附近的稀疏波影响强度不断减弱,导致最大爆炸超压逐渐减小。随着越来越多的可燃物加入到化学反应中,甲烷爆炸化学反应不断加剧,冲击波强度逐渐增强( 开始强于声速压缩波) ,最大超压开始增大,在距离点火源14m位置附近取得最大值,随后又受开口条件影响开始减小。

火焰厚度可以用火焰对某点的作用时间来度量[11,12]。针对本实验,某测点的火焰厚度即可用该测点火焰信号的消失时刻与起始上升时刻之间的时间差来度量。利用该方法获得各个测点的火焰厚度,如图9所示。随着远离点火源距离的增加,火焰厚度呈现先变薄后变厚的变化趋势。甲烷爆炸发生后,火焰传播速度逐渐增大,火焰前锋在各个测点的停留时间逐渐变短,造成火焰厚度逐渐变薄; 距离点火源10m以后,由于钢管封闭端的稀疏波作用,压力最大值前方的火焰向前运动速度大,而压力最大值后方的火焰向前运动慢( 甚至向后运动)[13],火焰厚度开始变厚。

3结论

1) 火焰信号最强的时刻对应于火焰前锋反应区内的某时刻,而火焰信号起始上升时刻与火焰前锋预热区起始时刻接近,故应选择某点的火焰信号起始上升时刻作为该点的火焰到达时间。火焰信号最强值随着远离点火源距离的增大逐渐增大。

2) 长为20m、截面为0. 08m × 0. 08m非绝热开口钢管内充满的甲烷与空气预混气体被点燃后,随着远离点火源距离的增加,最大爆炸超压呈现先减小、后增大、再减小的变化趋势,而火焰传播速度则呈先增大后减小的趋势变化。非绝热开口钢管的实验条件对爆炸超压和火焰传播速度的影响较大。

3) 随着远离点火源距离的增加,火焰厚度呈现先变薄后变厚的变化趋势。爆炸前期火焰前锋在各个测点的停留时间较短,火焰厚度较薄,爆炸后期由于钢管封闭端的稀疏波作用,火焰厚度开始变厚。

摘要：通过搭建长为20m、截面为0.08m×0.08m的非绝热开口钢管,研究了甲烷与空气预混气体发生爆炸后的火焰和压力发展特征。实验结果表明:火焰信号最强的时刻对应于火焰前锋反应区内某时刻,而火焰信号起始上升时刻与火焰前锋预热区起始时刻接近,应选择某点火焰信号起始上升时刻作为该点的火焰到达时间。随着远离点火源距离的增加,火焰厚度呈现先变薄后变厚的变化趋势,最大超压呈现先减小、后增大、再减小的趋势,火焰传播速度则呈先增大后减小的变化过程。非绝热开口钢管的实验条件对爆炸超压和火焰传播速度的影响较大。研究成果可为甲烷爆炸致灾机制及防控的研究提供参考。

爆炸压力 篇6

采用以PVDF压电薄膜为敏感元件制成的传感器,在试验水池中进行多次小药量水中爆炸试验,对冲击波压力和气泡脉动压力进行了测量,分析了比例距离和系统频响对测量结果的影响,为小药量水中爆炸压力信号的准确测量提供了参考。

1 试验

1. 1 试验条件

爆炸试验水池直径5 m,水深3 m,水池中搭建长4 m,宽3 m的钢架。试验炸药为5 g TNT,入水深度0. 7 m。传感器固定在一根横杆上,每两个传感器之间距离0. 1 m,为考察系统频响对测量结果的影响,12#传感器不带内装放大电路,使用采样频率100 k Hz的采集仪器,横杆捆绑在钢制支架上,固定在与离水池壁2 m处,入水深度0. 7 m。每发试验传感器位置固定,炸点位置移动。炸点距离横杆的垂直距离分别为b1= 1. 5 m、b2= 2. 1 m、b3= 2. 6m和b4= 3. 3 m,每个炸点位置试验2次,测量炸药在水中爆炸时产生的冲击波压力随时间变化的曲线和气泡脉动压力波。水中爆炸试验布置见图1,传感器安装位置及编号如图2。

1. 2 测试仪器

测量用传感器为自制的PVDF传感器,传感器由压电转换元件和放大电路两部分组成,压电转换元件用PVDF压电薄膜制作。传感器上升时间 <2. 5μs,线性误差 < 2. 5% FS,传感器的动态灵敏度标定采用比较校准标定法[4]。

试验数据采集系统使用8通道以上的同步数据采集系统、计算机和同步触发控制器,采集仪采样频率500 KSPS,触发设置: 正延迟( 100 ms) 。

1. 3 测试系统频响估算

把冲击波到达测点的时刻记为t = 0,冲击波波后的压力时间关系可以表达为:

通过式( 1) 、式( 2) 计算衰减时间常数θ与峰值衰减速率,按峰值衰减速率绝对值的50倍[6]计算测量系统应满足的频宽,计算结果见表1。

由于测试系统的频响取决于传感器的压力敏感元件和内装放大电路 。 压力敏感元件受几何尺寸的限制,频响不可能无限提高 。 传感器的谐振频率fn可由式 ( 3 )[7]估算 。

式( 3 ) 中: n为振动阶数; k为片子厚度, m ; cij为材料杨氏模量, N/m ; ρ 为材料密度, kg /m3。

注: 峰值衰减速率取整数 。

由于PVDF压电薄膜材料与水的声阻抗匹配性好,式( 4) 中的声速取水的声速C = 1 500 m /s,传感器选用的压电薄膜厚度k = 0. 24 mm,取n =1 ,求得晶片的谐振频率为f1= 3. 1×106Hz,远高于传感器需要的谐振频率,可以满足测试系统的频率要求。

2 结果及分析

在本试验条件下,对5 g TNT炸药进行8次水中爆炸试验,测量炸药在水中爆炸时产生的冲击波压力和气泡脉动压力。图3给出了5 g TNT炸药爆炸测点距离炸药2. 6 m处测得的冲击波及气泡脉动压力波形。从图4可以看出,冲击波压力峰值为3. 54 MPa,在炸药起爆后111. 65 ms时,出现了第二个压力峰值,相对于第一个压力峰值来说,此压力峰值要小得多,根据理论可知,此压力峰值为气泡脉动产生的二次压力波,气泡脉动周期52. 34 ms。

2. 1 比例距离对冲击波峰值压力的影响

峰值压力Pm是炸药水中爆炸最直观的一个参数,也是计算其他参数的基础。表2给出了不同比例距离处冲击波峰值压力测量数据及由cole公式计算得到的理论值,图4给出了峰值压力与比例距离的关系曲线,冲击波峰值压力取传感器两次测量同一比例距离处得到的平均值。

从表2可以看出测得的冲击波峰值压力与理论计算的峰值压力较为接近。从图4可以看出,当炸点向后移动时,冲击波峰值压力随比例距离的增加而逐渐减小 。 比例距离8. 78 ≤ ≤12. 28 m /kg1 /3时,峰值压力衰减较快,比例距离为12. 28≤≤-19. 39 m / kg1 /3时,峰值压力衰减速率明显减缓。

2. 2 系统频响对测量结果的影响

测量系统的高频响应对测量结果的影响很大。它主要影响测量结果的峰值大小,改变波形的时间常数。表3给出了带放大电路和不带放大电路传感器测试数据,由于12#传感器不带内装放大电路,使用的采集仪器采样频率只有100 k Hz,从表3可以看出,每个炸点处12#传感器测得的冲击波峰值压力比另一侧对称位置处的18#传感器测量数据均要小得多,导致的原因就是12#传感器内部不含内装放大电路,数据采集系统频响较低,造成信号高频分量丢失的缘故。说明当采集仪器采样频率低于一定范围时,无法采集到完整的数据。

2. 3测量结果的差异性分析

表4给出了距离横杆2. 6 m处不同安装位置传感器测得的冲击波超压峰值和气泡脉动压力峰值数据 。 从表4可以看出,同一发试验中每个传感器测得的冲击波到达时间和气泡脉动峰值时间基本一致,对称测点测得的冲击波峰值压力略有不同,如14 # 和16# , 13# 和17#。 这是因为传感器的安装间隔只有10 cm ,距离较小,即使是对称测点,传感器距离爆心的距离也不能保证绝对相等,所以对称测点测得的峰值压力稍有误差。

3 结论

( 1) PVDF传感器在5 g TNT炸药水池爆炸压力测量中,得到了冲击波及气泡脉动压力曲线,波形一致性较好,该传感器可以用于水中爆炸压力信号的测量。

( 2) 比例距离为8. 78 ~ 12. 28 m/kg1 /3时,峰值压力衰减较快,比例距离为12. 28 ~ 19. 39 m/kg1 /3时,峰值压力衰减速率明显减缓。测量系统的频率响应主要影响测量峰值的大小,改变波形的时间常数。当采集仪器采样频率低于一定范围时,无法采集到完整的数据。

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爆炸压力 篇7

这里我们介绍一种基于名为STM32F103VET6的ARM7芯片的便携式爆炸压力测试仪的设计。

1 总体方案设计

便携式动态压力测试仪分为点火、气体分析、压力测试、数据采集显示等几个部分组成, 系统框图如图1所示。

点火部分供模拟爆炸所需要的电火花, 通过将打火塞安装在被试设备点火后产生最危险爆炸的部位。

气体分析部分主要由各类气体分析仪器以及相关线路组成, 可实时测量分析爆炸环境适应性装置容器内甲烷、氧气、氢气等可燃和助燃气体的浓度, 辅助配气装置配备不同浓度、不同种类的爆炸性气体, 进而模拟不同种类的爆炸性环境。

压力测试部分通过个4个压力传感器采集被测试设备外壳内腔所产生的爆炸压力, 同时输出电流信号, 通过数据采集系统进行数据的采集处理, 得到实时的爆炸曲线, 并对得到的曲线及数据进行显示和存储。

2 硬件设计

便携式爆炸压力测试仪硬件设计如图2所示。

仪器主控芯片采用ARM7芯片STM32F103VET6, STM32F103VET6意法半导体 (ST) 公司生产的32位ARM微控制器, STM32F103 VET6芯片使用高性能的ARM Cortex-M3 32位的RISC内核, 工作频率为72MHz, 内置高速存储器 (高达128K字节的闪存和20K字节的SRAM) , 丰富的增强I/O端口和联接到两条APB总线的外设。芯片包含2个12位的ADC、3个通用16位定时器和一个PWM定时器, 还包含标准和先进的通信接口:多达2个I2C和SPI、3个USART、一个USB和一个CAN。

通过芯片STM32F103VET6的12位模数转换器采集压力传感器和其他传感器的4~20m A的信号, 并经过数据计算、处理, 并通过7寸液晶屏显示数据并绘出爆炸压力曲线。

同时, 通过芯片STM32F103VET6的USB控制口, 仪器可将测试数据传输到计算机中进行数据处理。

3 爆炸压力曲线的绘制

便携式爆炸压力测试仪的最终目的, 是绘制出爆炸压力的曲线, 通过芯片STM32F103VET6的12位数模转换器, 将压力传感器的电流信号转成数字信号, 并通过数据的处理和修正, 在液晶屏上显示出爆炸压力曲线, 曲线的绘制流程如图3所示。

程序设计:

4结束语

以ARM7芯片STM32F103VET6为控制核心的便携式爆炸压力测试仪, 可以实时采集4路动态爆炸压力, 并绘制显示出爆炸压力曲线。

参考文献

爆炸压力 篇8

在工程应用中,往往需要改变预混合可燃性气体的初始压力并在小环境密闭空间下燃烧乃至爆炸以达到某些特定的效果,例如利用热能去除毛刺、高空飞行器的燃烧室等。初始压力的变化会影响到预混合可燃性气体的化学反应速率、增加燃烧或爆炸的强度,缩小燃烧室的体积。因此,研究小环境密闭空间初始压力对预混合可燃性气体燃烧过程的影响在工程应用中具有很重要的实际意义[1]。

本文利用CFD(计算流体动力学)方法,采用成熟的气体爆炸软件AutoReaGas在不同初始压力条件下的小环境密闭空间预混合可燃性气体爆炸的影响进行了数值模拟,以期对小环境密闭空间预混合可燃性气体燃烧爆炸理论研究有所帮助,为实际的工程应用提供有益的启示和参考[2,3,4,5]。

1控制方程

预混合可燃性气体爆炸在数学模拟为有粘性完全气体的受热膨胀。气体动力学可用质量、动量和能量守恒方程来表示。在笛卡尔张量形式可表示如下[6,7]:

质量守恒方程

undefined (1)

动量守恒方程

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能量守恒方程

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燃料组分守恒方程

undefined

湍流用k-ε模型来描述。

湍流动能方程

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湍流动能耗散率方程

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湍流燃烧模型

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式中:RC为燃烧反应率,kg/m3/s;St为湍流燃烧速度;Ct为湍流模拟常数;Dfu为燃料组分的湍流扩散系数;ρ为密度,kg/m3;ui为i坐标轴方向上的流体速度,m/s;p为静压,Pa;k为湍流动能,J;E为能量,J;ε为湍流动能的耗散率;ut为湍流黏性系数,m2/s;mfu为燃料质量分数;Rfu为体积燃烧速率,m3/s;Γ为输运特性的湍流耗散数;T为温度;σ为输运特性的湍流普朗特数;δij为克罗内克算子;t为时间,s;i,j为坐标方向;C1,C2为常数。

2小环境约束空间可燃性气体爆轰的仿真模拟

模拟的小环境密闭空间尺寸为0.2m×0.15m×0.3m,形状为长方形。可燃性气体为氢气—空气的预混合物,氢气体积浓度为30%。为测得爆炸过程特征参数沿长方形空间的中心轴依次布置6个观测点,每隔0.05m一个,第一个观测点坐标为(0.1,0.075,0.04)。起爆点坐标为(0.1,0.075,0)。将此长方形密闭空间在x,y,z方向分别划分40,30,60个网格,网格总数为72000。小环境密闭空间的尺寸、观测点、起爆点、网格的数值模型图如图1所示。

计算试验中只考虑一种环境条件对预混合的氢气—空气爆炸传播的影响规律:初始压力的变化[8,9]。分别模拟了在相同条件下初始压力为1个标准大气压、2个标准大气压、3个标准大气压、4个标准大气压、5个标准大气压下各个观测点的超压、密度、温度、速度的变化规律。

3仿真模拟结果分析

3.1初始压力对预混合气体爆炸超压和密度的影响

图2为观测点6在5种初始大气压下超压—时间的变化曲线。图3为观测点6在5种初始大气压下密度—时间的变化曲线。图4为初始压力—超压的线性图。

由图2可以看出初始压力对爆炸超压有着明显的影响,随着初始压力的增加,爆炸超压也有着明显的升高。这是因为预混合可燃性气体爆炸产生的超压与初始压力、温度、浓度、可预混合气体的组分、容器等因素有关。随着初始压力的升高,反应物氢气的体积浓度不变,导致反应物氢气和空气的密度增加。由图3可知,在反应前每增加1个标准大气压的初始压力混合气体密度就增加0.9 kg/m3,而反应物的密度会影响化学反应速度的大小,从而影响到爆炸超压。由图4可知,初始压力的升高对爆炸超压的影响是呈近似的线性关系。在此次氢氧混合浓度为30%的条件下初始压力每增加1个标准大气压爆炸超压增加约为0.65MPa,这也很好的验证了爆炸超压Pm与初始压力Pi的关系式undefined。

3.2初始压力对预混合气体爆炸温度、速度的影响

图5为观测点6在5种初始大气压下温度—时间的变化曲线。图6为观测点6在5种初始大气压下沿z轴方向的速度—时间的变化曲线。

由图4、图5可以看出初始压力的变化对爆炸产生温度和冲击波速度没有明显的影响,不同初始压力下观测点6的温度—时间、沿z轴方向的速度—时间的变化曲线基本是重合的。这是因为此燃烧爆炸室模型为一个绝热模型,燃烧产生的全部热量全部都用来加热燃烧产物。虽然氢气的密度随着初始压力的增加而增大,但相应的空气密度也有所增加,浓度保持不变,导致预混合可燃性气体温度不随着初始压力的变化而变化。同理,当温度一定时,燃烧产物的压力和密度均增大,导致爆轰波波速不随着初始压力的增加而变化[11]。

4结论

(1)在相同的小环境密闭空间下初始压力的增加爆炸产生的超压则越大,并且在1个标准大气压到5个标准大气压下呈近似的线性关系,在此次氢氧混合浓度为30%的条件下初始压力每增加1个标准大气压爆炸超压增加约为0.65MPa。

(2)初始压力的变化对混合气体密度有着重要的影响,在反应前,氢氧混合浓度为30%的条件下每增加1个标准大气压的初始压力混合气体密度增加0.9kg/m3。

(3)初始压力的改变对爆炸产生的温度和冲击波的速度没有明显的影响。

(4)运用成熟的气体爆炸软件AutoReaGas定量研究了小环境密闭空间的初始压力对预混合可燃性气体爆炸产生的超压、密度、速度、温度的影响并进行了分析,取得的结果可为今后的工程应用提供一定的指导。

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