氢气-空气混合气体燃烧特性试验分析

涂 腾，胡 珀

(上海交通大学 核科学与工程学院，上海 200240)

氢气-空气混合气体燃烧特性试验分析

涂 腾，胡 珀

(上海交通大学 核科学与工程学院，上海 200240)

为了保证严重事故下安全壳的完整性，氢气点火器燃烧缓解措施被广泛应用于核电站内。本文在1个20 m3立式圆柱罐体内进行9.28%浓度下的氢气燃烧试验，结合GASFLOW数值模拟和其他试验数据，对本次试验结果进行了综合分析。试验和模拟结果均表明：9.28%浓度下氢气完全燃烧，罐体内温度和压力快速增加；燃烧过程中罐体内高温气体通过辐射传热、对流换热和相变传热3种方式向罐体结构散热，使得罐体内温度和压力随时间逐渐降低，达到泄压和冷却的作用；燃烧过程有明显的方向性，即点燃后火焰在浮力作用下沿罐体中心线向上传播，到达顶部后转而沿罐体四周向下燃烧，燃烧初期火焰速度为11.15 m/s；试验中由于内部构件的影响，火焰传播更为复杂。

氢气燃烧试验；氢气点火器；火焰传播

压水堆核电站发生严重事故时燃料包壳发生锆水反应可产生大量氢气。氢气燃烧可导致安全壳内的温度和压力上升，尤其是高浓度时的氢气爆炸可产生瞬时高温、高压，严重威胁安全壳的完整性。目前用于核电站的氢气缓解措施包括点火器和复合器的应用，可将严重事故下产生的氢气通过燃烧和催化复合控制在低浓度水平。本文主要探究点火器缓解措施的有效性。

Lowry等[1]进行了一系列氢气燃烧试验，发现干混合气体在8%～9%浓度下氢气可完全燃烧，出现压力峰值的骤升。Kumar等[2]研究了H2-Air-H2O混合气体的燃烧特性。Tamm等[3]比较了电热塞式点火器和Tayco点火器的性能，得出了不同水蒸气浓度下的可点燃氢气浓度的阈值曲线。Whitehouse等[4]研究了氢气在浓度分层分布情况下的燃烧特性，并和均匀分布下的燃烧进行了比较。Krause[5]总结燃烧过程的方向性，表明由于浮力的作用，燃烧开始时向上和向下发展的极限浓度不同，分别为4%和9%。

为进一步探究氢气的燃爆机理，为我国核电站采用氢气点火器作为氢气风险缓解措施提供理论支持，本文在一中型压力罐体内进行9.28%浓度下的氢气燃烧试验，并结合GASFLOW程序模拟和文献数据，研究氢气燃烧特性。

1 试验装置和流程

本试验在一体积约为20 m3的压力容器内进行，罐体直径为2.6 m，高为4.5 m，两端为半椭球连接。工作平台距罐体底部1 165 mm，点火器放置于工作平台的中心位置，其高度为400 mm。试验过程中的温度、气体成分、压力和火焰传播的测量点布置如图1所示。各测量元件的具体参数列于表1。

试验时先向罐体内填充氢气，开启风扇搅混使氢气均匀分布并通过气体分析仪监测罐体内的氢气浓度。达到目标氢气浓度后关闭充气管路，待上、下氢气浓度分布均匀后关闭风扇，开启点火器点燃氢气。整个试验过程中实时采集各监测数据，结束后开启罐体检查各设备情况。试验时罐体内氢气实际浓度为9.28%，初始气体压力为0.1 MPa，初始温度为276 K。

图1 试验装置和测量点布置示意图Fig.1 Scheme of test equipment and measuring points

表1 测量点具体位置Table 1 Arrangement of measuring points

2 GASFLOW程序简介和建模

GASFLOW程序是德国卡尔斯鲁厄研究中心(FZK)和美国洛斯阿拉莫斯国家实验室(LANL)为研究核电站安全壳内的氢气风险研发的三维计算流体力学程序。该程序可求解多种气体组分的非定常可压缩Navier-Stocks方程[6-7]。本文运用GASFLOW对实际试验压力容器建模。采用圆柱坐标的结构化正交网格对罐体进行划分，为研究GASFLOW的网格敏感性，分别使用5×12×18、10×18×30和13×24×45 3种网格进行模拟并对结果进行对比，结果列于表2。

不同网格情况下氢气燃烧达到的平均温度和压力的极值差异很小(<0.1%)，为方便在GASFLOW模拟中对实际试验测点进行取值比较，本文选用10×18×30网格进行计算，即径向、周向和轴向分别划分10、18和30个网格。罐体建模后的径向切面图如图2所示。

表2 网格敏感性分析Table 2 Grid sensitivity analyses

3 结果分析

3.1 温度和压力对比

试验中，燃烧开始后罐体内气体温度和压力迅速升高，达到极值后随时间逐渐下降，说明在试验中存在高温气体向罐体和相关结构的能量耗散。为在GASFLOW模拟中引入气体向罐体的散热过程，假设钢质罐体厚度为2.3 cm，外壁面绝热，壁面初始温度和罐体内气体温度一致为276 K。GASFLOW模拟的温度和压力结果与试验结果对比如图3、4所示。

图2 罐体模型径向切面图Fig.2 Radial section of tank model

图3 GASFLOW模拟的温度与试验结果对比Fig.3 Comparison of temperature between GASFLOW simulation and test results

图4 GASFLOW模拟的压力和试验结果对比Fig.4 Comparison of pressure between GASFLOW simulation and test results

由图3、4可见，燃烧开始后，各点温度逐渐升高，且开始升高时间和幅度差别不大，达到极值后开始下降，压力在6 s左右达到极值0.345 MPa。GASFLOW模拟中各点温度在燃烧传播到该点时几乎瞬间升高，有明显的先后顺序，各点温度在较高值浮动，极值高于试验测量值，15 s左右燃烧结束后开始下降，且下降速率逐渐降低，随着时间延长模拟结果下降到略低于试验结果的水平，压力极值为0.283 MPa，压力下降趋势和试验结果相似。

经分析，GASFLOW模拟与试验结果的差异应是由实际试验中火焰传播路径更为复杂的原因造成的。GASFLOW模拟计算中，气体燃烧到达顶部后从上而下逐层递进燃烧，所以气体内部各点温度升高有明确的先后顺序。火焰隔绝了上部已燃烧的高温气体和下部未燃烧的低温气体，限制了冷热空气间的传热传质，使高温区能达到的温度极值偏高。而在实际试验中，火焰由于受到罐体内部结构的扰乱传播更为复杂，燃烧区与未燃烧区没有非常明确的界限，冷热空气的混合热交换较为剧烈，空间各点的温度趋于均匀，也降低了各点可能达到的温度极值。火焰传播的复杂性也增加了燃烧的速率，缩短了燃烧时间，使试验中压力能达到的极值偏大。

在燃烧过程中一直伴随着高温气体向罐体结构散热，燃烧结束后散热过程可大幅降低气体的温度和压力，达到冷却和泄压的作用。GASFLOW模拟表明，氢气燃烧过程释放的总热量为2.05×107J。高温气体向罐体壁面的传热方式主要有3种：辐射传热、对流换热和水蒸气在壁面上冷凝的相变传热。氢气燃烧释放总热量、壁面吸收总热量和3种不同传热方式的传热量Q随时间的变化如图5所示。由图5可见，由于燃烧过程很快，能量在15 s内全部释放，使罐体内的温度和压力迅速升高。开始时高温气体和壁面间温差很大，壁面吸收的热量快速增加，随温差减小，热量传递减慢。壁面吸收总热量占燃烧释放总热量的比例在最后趋于平衡态时高达96%。对比3种不同的传热方式发现，辐射传热传递的热量最多，为壁面吸收总热量的48.7%，其次为对流换热(36.2%)和相变传热(15.1%)。对壁面温度变化分析发现，220 s时罐体壁面上各处温度还未完全达到一致，最高温升为6.3 K。在后续试验中可对壁面温度进行监测以分析气体向罐体的传热，但由于壁面温升较小，选用的温度传感器要有很高的精度。

图5 氢气燃烧过程中各项热量随时间的变化Fig.5 Heat variation vs. time during hydrogen combustion

3.2 氢气浓度变化对比

GASFLOW模拟与试验的氢气浓度C(H2)变化对比如图6所示，为方便比较，同时给出相应的压力变化。由图6可见，在GASFLOW模拟计算中，燃烧开始后罐体内氢气浓度快速降低到0，氢气完全燃烧，同时压力升高达到极值。在试验中氢气浓度也快速降低，气体分析仪显示氢气浓度甚至降低到0以下，这是由气体分析仪在超低浓度情况下的测量误差造成的。试验中氢气也全部燃烧。但试验过程中测量的氢气浓度变化滞后于压力变化，图6中，氢气浓度还没有开始明显下降时压力就已达到极值，这是由氢气浓度测量方式造成的。试验中，氢气浓度是经由罐体上部的气体采样口G不间断的抽取气体，经干燥器后由气体分析仪测出。气体从罐体抽取到达气体分析仪需要时间，所以得到的氢气浓度不是罐体内实时氢气浓度，存在时间延时(约14 s)。在向罐体内填充氢气时，尤其需注意此延时情况，防止氢气过量填充，最好是在保证风扇开启情况下间隙性小流量地注入氢气。

图6 GASFLOW模拟与试验的氢气浓度对比Fig.6 Comparison of hydrogen concentration between GASFLOW simulation and test results

图6中氢气浓度先出现一小幅增加后才开始减少，这与试验流程有关。试验中向罐体填充氢气需同时开启风扇使氢气扩散并均匀分布，氢气充完后关闭风扇，开启氢气点火器。点火器升温到点燃氢气需一定时间，在此期间氢气由于较轻会在罐体内慢慢出现分层，底部浓度较低，顶部浓度较高，而气体采样口G在罐体顶部。在后续试验中可在罐体内沿高度方向添加气体采样口，监测氢气的分层分布，同时也可进行氢气均匀分布和分层分布燃烧的对比。

3.3 光电二极管结果分析

为监测火焰传播的方向和速度，在罐体内安装了两个光电二极管s1和s2，该光电二极管可将检测到的光信号转换为0～10 V的电信号。为使光电二极管只检测所在水平平面的光信号，在光电二极管探头上加装了窄缝套筒保护套。

光电二极管的信号对比如图7所示。由图7a可见，燃烧开始后，光电二极管检测到火焰，其电压信号迅速达到满量程，维持一段时间后燃烧减弱，s2信号慢慢降低，趋近于0。试验测到的压力在6 s左右达到极值，温度在9 s左右下降，这与s2下降过程时间吻合。s1信号达到满量程后一直稳定在10 V，在燃烧结束一段时间后(25 s)才开始下降。试验结束后发现s1的保护套发生燃烧熔化和变形现象，这是s1一直监测到光信号的原因。

由图7b可见，燃烧开始后，s2信号较s1先升高，且s1信号比s2信号强。这说明火焰传播到罐体中部的s2所在平面后再到达上部的s1平面，且火焰逐步增强，燃烧初期火焰由于浮力的影响从下向上传播。而后两个二极管的信号均出现下降，这是因为火焰继续向上传播，s2与s1所在平面燃烧减弱。火焰传播到顶部后转而向下蔓延，依次通过s1与s2平面，导致s1信号较s2的提前升高达到满量程。

GASFLOW模拟结果也证明燃烧过程有明显的方向性。图8示出燃烧过程中罐体内温度的分布。混合气体被点燃后，火焰在浮力作用下沿罐体中心线向上传播，到达顶部后沿罐体四周向下逐层递进燃烧。燃烧结束后罐体内气体温度由于壁面热阱的冷却逐渐降低。

试验前期监测点温度的变化如图9所示。由图9可见，T2、T3和T4 3个热电偶温度升高的顺序是T2早于T3，T3早于T4。这也说明了燃烧在到达顶部后转而向下传播的特性。

通过光电二极管信号还可计算出燃烧初期火焰传播的速度。燃烧开始后火焰向上传播先后经过s2和s1平面，两个光电二极管的电压信号上升的时刻分别为1.835 4 s和1.956 4 s，两者相差0.121 0 s，两点间距为1 350 mm，考虑光电二极管保护套造成的距离误差(±35 mm)，计算得到火焰初期的传播速度为(11.15±0.58) m/s。

图7 光电二极管的信号对比Fig.7 Comparison of signal for photoelectric diodes

图9 试验前期温度的变化Fig.9 Temperature variation during early stage of test

由以上分析可知，9.28%浓度下氢气燃烧有先向上再转而向下传播的总体特性。但实际试验中由于罐体内部结构在一定程度上扰乱了火焰传播的方向，使得火焰传播更为复杂。在图7a中，s1与s2信号增加到10 V后均保持在满量程直到燃烧减弱，说明这段时间内两平面均在燃烧，火焰传播较为混乱，燃烧区和未燃烧区相互渗透，没有非常明确的界限。

3.4 试验结果和文献结果对比

本文试验结果与其他试验结果的对比列于表3。由表3可见，浓度为9%～10%时氢气基本完全燃烧，本试验罐体内的压力升高Δp与其他试验结果也非常接近。Whitehouse等[4]发现，9.28%浓度下氢气点燃后6.2 s左右压力达到极值，这与本试验6 s左右压力达到极值相近。在后续试验中也可对不同氢气浓度下达到压力极值的时间进行对比研究。

表3 不同试验结果对比Table 3 Comparison of results in different tests

4 结果讨论

1) 9.28%浓度下氢气完全燃烧，罐体内温度和压力大幅增加。压力升高为0.244 MPa，与其他试验结果相当。

2) 试验中存在高温气体向罐体的散热，传递的热量从高到低分别由辐射传热、对流换热和相变传热完成。此散热过程可使气体温度与压力随时间逐渐降低，而罐体温升较小。

3) 9.28%浓度下氢气燃烧有明显方向性。火焰在浮力作用下沿罐体中心线先向上传播，到顶部后转而沿四周向下燃烧。燃烧初期火焰速度为11.15 m/s，为缓慢燃烧。实际试验中燃烧受罐体内部构件扰乱，火焰传播更为复杂。

[1] LOWRY W E, DAVIS B W. Final results of the hydrogen igniter experimental program[R]. US: Nuclear Regulatory Commission, 1982.

[2] KUMAR R K, TAMM H, HARRISON W C. Intermediate-scale combustion studies of hydrogen-air-steam mixtures[R]. USA: Electric Power Research Institute, 1984.

[3] TAMM H, MACFARLANE R. Ignition effectiveness of thermal heating devices in hydrogen-air-steam mixtures, AECL-7660[R]. Canada: AECL, 1983.

[4] WHITEHOUSE D R, GREIG D R, KOROLL G W. Combustion of stratified hydrogen-air mixtures in the 10.7 m3CTF cylinder, CA9800182[R]. Canada: Whiteshell Laboratories, 1994.

[5] KRAUSE M. Hydrogen program at AECL, ERMSAR-2007[R]. [S. l.]: [s. n.], 2007.

[6] TRAVIS J R, SPORE J W, ROYL P, et al. GASFLOW: A computational fluid dynamics code for gases, aerosols and combustion, Volume 1: Theory and computational model, LA-13357-MS, FZKA-5994[R]. Germany: FZK; USA: LANL, 2010.

[7] TRAVIS J R, JORDAN T, ROYL P, et al. GASFLOW: A computational fluid dynamics code for gases, aerosols and combustion, Volume 2: User’s manual, LA-13357-MS, FZKA-5994[R]. Germany: FZK; USA: LANL, 2010.

Test Analysis of Combustion Mechanism for Hydrogen-air Mixture

TU Teng, HU Po

(SchoolofNuclearScienceandEngineering,ShanghaiJiaoTongUniversity,Shanghai200240,China)

The hydrogen igniter combustion mitigation system is widely used in nuclear power plant for the purpose of ensuring the integrity of containment under severe accident. Combined with the numerical simulation using GASFLOW and other test data, the results obtained from the hydrogen combustion test carried out in a 20 m3cylinder with 9.28% hydrogen were analyzed. The results show that the hydrogen is completely consumed, leading to a rapid increase in temperature and pressure inside the tank. The heat could be transferred from the gas to the cylinder by three means: radiation, convection and phase change. This heat transfer process could largely reduce the temperature and pressure in the cylinder, resulting in cooling of the gas and depressurization of the tank. At the beginning of the combustion, the flame will propagate upward along the centerline of the cylinder as a result of buoyancy; once reaching the roof of the tank, it turns around and spreads downwards. The flame propagation speed is around 11.15 m/s. Under the influence of different internal structures in the test, the propagation of the flame is more complex.

hydrogen combustion test; hydrogen igniter; flame propagation

2014-06-24;

2014-11-24

国家科技重大专项资助项目(2011ZX06004-008)；国际热核聚变实验堆(ITER)计划资助项目(2011GB113006)

涂 腾(1990—)，男，贵州黔西南州人，硕士研究生，核科学与工程专业

TL364.1

A

1000-6931(2015)10-1792-06

10.7538/yzk.2015.49.10.1792