爆轟火焰在管道阻火器內(nèi)的傳播與淬熄特性

孫少辰，畢明樹，劉　剛，鄧進(jìn)軍，3

（1大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院，遼寧 大連 116024；2沈陽(yáng)特種設(shè)備檢測(cè)研究院，遼寧 沈陽(yáng)110035；3大慶師范學(xué)院化學(xué)工程學(xué)院，黑龍江 大慶163712）

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爆轟火焰在管道阻火器內(nèi)的傳播與淬熄特性

孫少辰1，2，畢明樹1，劉剛2，鄧進(jìn)軍1，3

（1大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院，遼寧 大連 116024；2沈陽(yáng)特種設(shè)備檢測(cè)研究院，遼寧 沈陽(yáng)110035；3大慶師范學(xué)院化學(xué)工程學(xué)院，黑龍江 大慶163712）

在水平封閉的直管中，采用自主研制的阻爆實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)（包括傳感器系統(tǒng)、配氣系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)等）對(duì)不同活性預(yù)混氣體爆轟火焰在波紋管道阻火器內(nèi)的傳播與淬熄過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果顯示當(dāng)可燃?xì)怏w接近當(dāng)量濃度時(shí)（丙烷4.2%、乙烯6.6%、氫氣28.5%，均為體積分?jǐn)?shù)），預(yù)混氣體從點(diǎn)燃到火焰淬熄過程歷時(shí)非常短，總體可分為4個(gè)階段，緩慢燃燒階段、快速燃燒階段、加速燃燒階段和超壓振蕩階段。丙烷-空氣、乙烯-空氣預(yù)混氣體在D=80 mm的管道阻火器中，爆炸壓力峰值較高。當(dāng)管道直徑增加至400 mm時(shí)，爆炸壓力峰值逐漸降低，其中乙烯-空氣預(yù)混氣體的爆炸壓力峰值僅為3 MPa左右；氫氣-空氣預(yù)混氣體的爆炸壓力峰值隨管徑的增加呈遞增趨勢(shì)。對(duì)爆轟速度的研究結(jié)果表明，丙烷-空氣、乙烯-空氣預(yù)混氣體爆轟速度數(shù)值相差不大，丙烷-空氣預(yù)混氣體甚至稍高些；而氫氣-空氣的爆轟速度數(shù)值較高。而且隨著管徑的增加，管壁熱損失增大及其阻力因素等原因影響使預(yù)混氣體爆轟速度趨向平穩(wěn)。最后，從經(jīng)典傳熱學(xué)理論出發(fā)，推導(dǎo)出了阻火單元厚度與爆轟火焰速度之間的關(guān)系。并結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出了爆轟安全阻火速度的計(jì)算方法，為工業(yè)裝置阻火器的設(shè)計(jì)和選型提供更為準(zhǔn)確的參考依據(jù)。

阻爆實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)；爆轟火焰；波紋管道阻火器；爆炸壓力；安全阻火速度

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151383

引　言

在石油工業(yè)中，阻火器廣泛應(yīng)用于石油及石油產(chǎn)品的儲(chǔ)罐上和輸送石油氣體的管線上。當(dāng)儲(chǔ)存輕質(zhì)石油產(chǎn)品的油罐遇到外界明火或雷擊火花時(shí)，就有可能引起燃燒或發(fā)生爆炸，為防止此危險(xiǎn)應(yīng)安裝阻火器。阻火器常用于輸送易燃?xì)怏w的管道上，假若管道上的易燃?xì)怏w被引燃，氣體火焰就可能傳播到整個(gè)管網(wǎng)，為了避免，也應(yīng)采用阻火器。阻火器的作用就是試圖在火焰發(fā)生發(fā)展的初期就能抑制火焰的傳播，或者即使發(fā)生爆轟，利用阻火器也能有效抑制［1-9］。

作為阻爆抑爆的關(guān)鍵部件，阻火器一旦失效，會(huì)造成大量的人員傷亡和嚴(yán)重的財(cái)產(chǎn)損失。但國(guó)內(nèi)外學(xué)者相關(guān)報(bào)道相對(duì)較少［10-19］，而且，針對(duì)管道阻火器內(nèi)的爆轟情況，由于較為復(fù)雜，相關(guān)的研究成果更少。

Cubbage［20］采用城市煤氣-空氣的預(yù)混氣體對(duì)波紋型阻火器進(jìn)行阻爆轟實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，在波紋的高度足夠小，阻火單元厚度足夠薄的情況下，可發(fā)生淬熄現(xiàn)象，且阻火器沒有產(chǎn)生機(jī)械損傷。Cubbage指出，當(dāng)阻火單元包含在外殼內(nèi)，且外殼尺寸相對(duì)于管道尺寸呈擴(kuò)張趨勢(shì)時(shí)，殼體會(huì)使爆轟火焰速度降低，其實(shí)驗(yàn)結(jié)果同樣適用于其他燃料-空氣的預(yù)混氣體。

Maas等［21］采用城市煤氣-空氣、甲烷-空氣的預(yù)混氣體，在D=50 mm、L=42 m的管道中進(jìn)行了阻爆轟實(shí)驗(yàn)研究。測(cè)試時(shí)，氣體分別處于靜止、流動(dòng)狀態(tài)。點(diǎn)火裝置分別安裝在阻火器上下游。結(jié)果顯示，在當(dāng)時(shí)的測(cè)試條件下，阻火器可以阻擋強(qiáng)烈的爆轟，但受條件限制并沒有測(cè)量準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)如火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

Kersten等［22］建立了透明實(shí)驗(yàn)裝置并在其中放置阻火器，對(duì)歐洲阻火器新標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了研究，并采用高速攝像機(jī)拍攝了爆燃火焰、DDT過程以及爆轟火焰在阻火器內(nèi)傳播的圖像。在實(shí)驗(yàn)中觀察到火焰?zhèn)鞑ガF(xiàn)象可分為兩種：（1）間接火焰?zhèn)鞑?，即火焰先在阻火單元?nèi)淬熄，然后被反應(yīng)組分或者燃燒氣體重新點(diǎn)燃；（2）直接火焰?zhèn)鞑ィ丛谙嗤瑮l件下，火焰直接傳播到被保護(hù)側(cè)。爆轟實(shí)驗(yàn)采用乙烯-空氣預(yù)混氣體，阻火器安裝在管道末端。實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象表明，由于入射激波和反射激波疊加產(chǎn)生的加熱氣體，使其點(diǎn)火側(cè)的燃燒亮度明顯增加。在強(qiáng)爆燃實(shí)驗(yàn)中，火焰穿透阻火器時(shí)伴隨球形鋒面和強(qiáng)光亮。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，在爆燃轉(zhuǎn)爆轟的過程中，爆炸超壓值和火焰?zhèn)鞑ニ俣榷加酗@著提升，對(duì)火焰的直接觀察能夠?yàn)閮?yōu)化阻火器提供依據(jù)。

可以看出，雖然相關(guān)學(xué)者取得了一定的進(jìn)展，但總體來說還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠，主要有兩方面原因：一方面，由于受到實(shí)驗(yàn)設(shè)備造價(jià)高、實(shí)驗(yàn)參數(shù)控制困難、實(shí)驗(yàn)測(cè)量的精度和可靠性不高以及實(shí)驗(yàn)過程監(jiān)測(cè)困難等諸多因素的影響，對(duì)管道阻火器內(nèi)爆轟火焰?zhèn)鞑ガF(xiàn)象的實(shí)驗(yàn)研究還不夠完善，即使是同樣的實(shí)驗(yàn)條件，不同文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果也相差很大；另一方面，經(jīng)檢驗(yàn)合格的阻火器在實(shí)際使用中還是會(huì)發(fā)生阻火失效，以致產(chǎn)生爆轟現(xiàn)象等重大爆炸事故，這說明對(duì)爆轟火焰在管道阻火器內(nèi)的傳播規(guī)律的研究在系統(tǒng)性和深入程度及爆轟阻火器的設(shè)計(jì)與選型方面還存在一些欠缺。

相對(duì)爆燃來講，人們對(duì)爆轟波的認(rèn)知要遲得多。爆轟強(qiáng)大的破壞能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了人們對(duì)爆燃波的把握與理解，也因此引起眾多學(xué)者的研究興趣，尤其是如何有效抑制爆轟，是所有研究爆燃和爆轟首先需要面對(duì)的問題。因此，本文基于高精度的阻爆轟實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，開展了爆轟火焰在管道阻火器內(nèi)傳播過程的實(shí)驗(yàn)研究。主要分析丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預(yù)混氣體爆轟火焰在不同規(guī)格的管道阻火器內(nèi)的傳播與淬熄的規(guī)律。充分考慮可燃?xì)怏w組分、管道幾何尺寸、管道壁面粗糙度等多因素耦合的影響，研究預(yù)混火焰在管道阻火器內(nèi)的傳播特性，如火焰?zhèn)鞑ニ俣?、爆炸壓力等參量的變化?guī)律，對(duì)阻火器抑制爆轟的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行初步的探討。同時(shí)本文利用經(jīng)典的傳熱學(xué)理論并結(jié)合大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，推導(dǎo)出了阻火單元厚度與爆轟火焰速度之間的關(guān)系，提出了丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預(yù)混氣體爆轟條件下的安全阻火速度的計(jì)算公式，為工業(yè)裝置阻火器的設(shè)計(jì)和選型提供更為準(zhǔn)確的參考依據(jù)。

圖1　實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1　Experimental system structure diagram

1　實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

阻爆實(shí)驗(yàn)裝置屬非標(biāo)設(shè)備，需要自己設(shè)計(jì)或制作。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，由阻火器、實(shí)驗(yàn)管道、數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)、壓力傳感器、火焰?zhèn)鞲衅?、點(diǎn)火源、配氣系統(tǒng)、氣體分析儀等組成［23］。

測(cè)試阻火器為波紋板式管道爆轟型阻火器。實(shí)驗(yàn)管路為無縫鋼管，其管道應(yīng)與阻火器連接且直徑為D。管道兩端用法蘭密封，在左端采用火花塞點(diǎn)火。實(shí)驗(yàn)管道采用分段連接方式，為了防止爆轟產(chǎn)生的巨大沖擊力，在點(diǎn)火端和末端分別放置支架，同時(shí)保證管道長(zhǎng)度可形成穩(wěn)定爆轟，不同活性氣體點(diǎn)火端管道長(zhǎng)徑比數(shù)值見表1。壓力傳感器和火焰?zhèn)鞲衅鞯捻憫?yīng)頻率為200 kHz，且傳感器位置滿足ISO 16852： 2008《Flame arresters—Performance requirements， test methods and limits for use》和GB/T 13347—2010《石油氣體管道阻火器》的要求，可以測(cè)試火焰到達(dá)阻火器處的火焰?zhèn)鞑ニ俣群捅▔毫χ怠Ｆ渲?，L3=200 mm±50 mm；L4≥3D且小于100 mm；L5≥500 mm。壓力傳感器安裝位置距阻火器接口的長(zhǎng)度應(yīng)為200 mm±50 mm。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)每通道采樣率為2 Mb·s-1?；旌蠚怏w采用控制流量法進(jìn)行配制，為了使預(yù)混氣體充分混合，需保證靜止混合的時(shí)間不少于30 min。實(shí)驗(yàn)初始?jí)毫槌海c(diǎn)火能量約為10 mJ。實(shí)驗(yàn)分別采用體積濃度為4.2%、6.6%、28.5%的丙烷、乙烯、氫氣介質(zhì)。其中丙烷的純度大于96%，乙烯和氫氣的純度為99.98%。

表1　R不同介質(zhì)穩(wěn)定爆轟長(zhǎng)徑比值Table 1　Stabile detonation length-diameter ratio of different media

2　實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1預(yù)混氣體爆炸特征

為了更好呈現(xiàn)整個(gè)爆炸過程中的壓力變化，僅截取部分實(shí)驗(yàn)曲線。圖2～圖4分別為不同管徑條件下，丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預(yù)混氣體在管道阻火器的爆炸壓力曲線。

圖2　丙烷濃度為4.2%時(shí)不同規(guī)格管道阻火器內(nèi)爆炸壓力變化過程Fig.2　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 4.2% C3H8-air

從圖中可以看出，預(yù)混氣體從點(diǎn)燃到火焰淬熄過程歷時(shí)較短（約55 ms左右），總體可分為4個(gè)階段。

（1）緩慢燃燒階段。在這一階段，放熱化學(xué)反應(yīng)陣面前氣流位移很小，火焰速度相對(duì)爆轟管道也較小，火焰的傳播主要靠溫度、組分的擴(kuò)散，流動(dòng)速度低，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊停掷m(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。

（2）快速燃燒階段。在這一階段，由于未燃?xì)怏w與管道壁面的相互作用，湍流火焰出現(xiàn)，沖擊波形成，爆炸過程加速。這里流動(dòng)及火焰?zhèn)鞑サ募铀?、湍流及反?yīng)擴(kuò)散的不穩(wěn)定性起主要作用。

（3）加速燃燒階段。在這一階段，DDT過程發(fā)生，但持續(xù)時(shí)間非常短。這一過程包含了多種因素的相互作用，如流動(dòng)的不穩(wěn)定性、化學(xué)反應(yīng)與流動(dòng)相耦合以及激波與湍流邊界層的相互作用等，產(chǎn)生超高壓。由于燃燒形成的擾動(dòng)波導(dǎo)致前導(dǎo)沖擊波的強(qiáng)度增大，流動(dòng)速度增加，反應(yīng)流動(dòng)的不穩(wěn)定性占據(jù)主導(dǎo)地位，火焰突然加速，伴隨著流場(chǎng)局部位置氣流參數(shù)的突躍。同時(shí)加速火焰追趕前驅(qū)壓力波，與其相耦合，形成爆轟波。

圖3　乙烯濃度為6.6%時(shí)不同規(guī)格管道阻火器內(nèi)爆炸壓力變化過程Fig.3　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 6.6% C2H4-air

（4）壓力振蕩階段。此階段持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，爆炸壓力持續(xù)振蕩。隨著火焰陣面與阻火單元接觸，爆轟波能量逐漸減弱。同時(shí)伴隨著稀疏波的作用，爆轟波要衰減，誘導(dǎo)激波與化學(xué)反應(yīng)區(qū)要分離，誘導(dǎo)區(qū)后的壓力和溫度要降低。在這兩種機(jī)制作用下，爆轟波在管道阻火器內(nèi)產(chǎn)生淬熄現(xiàn)象，使爆炸壓力迅速降低，直至整個(gè)爆炸過程結(jié)束。而且，在整個(gè)爆炸過程中，超壓曲線振蕩較為劇烈。

從實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象上判斷，爆轟波遇到管壁和阻火單元時(shí)會(huì)發(fā)生類似沖擊波的正規(guī)反射和馬赫反射現(xiàn)象。因此，在整個(gè)爆炸過程中，壓力不斷振蕩。對(duì)比不同預(yù)混氣體的爆炸過程，在不同管徑約束條件下，其爆炸壓力變化過程曲線區(qū)別不大。丙烷-空氣、乙烯-空氣預(yù)混氣體在D=80 mm的管道阻火器中，爆炸壓力峰值較高。當(dāng)管道直徑增加至400 mm時(shí)，爆炸壓力峰值逐漸降低，其中乙烯-空氣預(yù)混氣體的爆炸壓力峰值僅為3 MPa左右?？梢钥闯?，邊界條件的特征尺寸對(duì)這兩種氣體的爆轟壓力影響較大。而氫氣-空氣預(yù)混氣體，由于其活性較高，受溫度的影響較大?；瘜W(xué)反應(yīng)對(duì)溫度上升非常敏感，溫度升高導(dǎo)致化學(xué)反應(yīng)加快，而反應(yīng)加快又將促使溫度上升，形成了一個(gè)正反饋過程，因此爆炸壓力峰值隨管徑的增加呈遞增趨勢(shì)。

圖4　氫氣濃度為28.5%時(shí)不同規(guī)格管道阻火器內(nèi)爆炸壓力變化過程Fig.4　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 28.5% H2-air

實(shí)際上，爆轟波的傳播依賴于壁面邊界條件，由于連接爆轟實(shí)驗(yàn)的管道并不是絕對(duì)光滑的，較為粗糙。粗糙表面和阻火單元通過前導(dǎo)激波的反射產(chǎn)生湍流和橫波。橫波間的互相作用導(dǎo)致了馬赫桿的形成，從而在遠(yuǎn)離壁面處產(chǎn)生了局部熱點(diǎn)。此外橫波還提供了一種產(chǎn)生旋渦的有效途徑。壓力波動(dòng)與反應(yīng)區(qū)中的強(qiáng)密度梯度場(chǎng)相互作用，并通過斜壓扭矩機(jī)理產(chǎn)生旋渦。由于激波反射造成局部高溫以及湍流，從而促進(jìn)了反應(yīng)區(qū)內(nèi)的混合并提高化學(xué)反應(yīng)速率，對(duì)于活性較高的氫氣介質(zhì)更是如此。

爆轟波和沖擊波在結(jié)構(gòu)和本質(zhì)等方面都有著極大的區(qū)別，因此沖擊波與爆轟波在發(fā)生反射時(shí)的特征同樣也有很大區(qū)別。爆轟波和阻火單元作用的規(guī)律不能直接用沖擊波的理論來描述，有兩方面原因，一是爆轟波并不是簡(jiǎn)單的沖擊波，它與化學(xué)反應(yīng)耦合，而且化學(xué)反應(yīng)區(qū)有一定的厚度；二是爆轟波自身也有著十分復(fù)雜的胞格結(jié)構(gòu)，比如爆轟波本身就有一個(gè)或多個(gè)三波點(diǎn)。沖擊波和障礙物相互作用的研究工作已經(jīng)十分深入，然而爆轟波遇到障礙物（阻火單元）以后的反射問題至今仍然是一個(gè)機(jī)制不清的課題，這可能與爆轟波結(jié)構(gòu)的不穩(wěn)定性、化學(xué)不確定性相關(guān)。

2.2爆轟速度變化特性

一般情況下，爆轟速度隨著管道的邊界條件連續(xù)變化。當(dāng)水平管道中放置阻火器時(shí)，邊界條件的影響愈加明顯。由于沿管軸存在一個(gè)與狹縫小孔開口相對(duì)應(yīng)的“貫穿”區(qū)域，因此，當(dāng)波紋高度進(jìn)一步減小時(shí)，可以使傳播機(jī)制發(fā)生從爆轟到爆燃的明顯轉(zhuǎn)變，從而抑制了爆轟機(jī)制。而且在阻火單元內(nèi)，爆轟波并不是沿著管軸方向直線傳播的。實(shí)驗(yàn)顯示阻火單元對(duì)爆轟波的傳播有強(qiáng)烈的抑制作用，在實(shí)驗(yàn)中，所觀測(cè)到的最小爆轟速度約只有CJ值的65%左右，這與前人的實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常相似［4］。當(dāng)形成穩(wěn)定爆轟時(shí)，爆轟波進(jìn)入阻火單元（障礙物），可繞過障礙物發(fā)生衍射和在阻火單元內(nèi)部再起爆。但當(dāng)狹縫通道尺寸很小時(shí)（如氫氣阻火器波紋高度為0.2 mm），繞過障礙物的衍射可造成局部熄爆，因此在實(shí)驗(yàn)中并沒有發(fā)現(xiàn)熄爆的爆轟波再起爆現(xiàn)象（火焰?zhèn)鞲衅鳑]有探測(cè)到信號(hào)）。

圖5　丙烷-空氣混合氣體爆轟速度分布Fig.5　Detonation velocity distribution for 4.2% C3H8-air

本節(jié)中，針對(duì)每一種預(yù)混氣體，在不同尺寸的管道阻火器中分別進(jìn)行3組阻爆轟實(shí)驗(yàn)，每組實(shí)驗(yàn)測(cè)試20次，并記錄13次有效阻火的火焰?zhèn)鞑ニ俣戎?。圖5～圖7分別為丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預(yù)混氣體的爆轟速度分布，其值均為有效阻火速度。從圖中可以看出，丙烷-空氣、乙烯-空氣預(yù)混氣體爆轟速度數(shù)值相差不大，丙烷-空氣預(yù)混氣體甚至稍高些；而氫氣-空氣的爆轟速度較高。對(duì)于丙烷、乙烯-空氣預(yù)混氣體，初始?jí)毫σ欢ǖ臈l件下，爆轟速度并沒有明顯變化。但隨著管徑增加，爆轟速度趨于穩(wěn)定；氫氣-空氣預(yù)混氣體在D=15 mm的管道阻火器內(nèi)的爆轟速度稍高，而且在大尺寸管徑中，其速度也逐漸趨于穩(wěn)定。這說明，當(dāng)初始?jí)毫σ欢〞r(shí)，小尺寸的管道中氫氣-空氣預(yù)混氣體爆轟過程受約束較為明顯。綜合實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以判斷，隨著管道直徑增大，管道邊界的效應(yīng)影響加重，容易導(dǎo)致熱量及動(dòng)量的損失，這些損失會(huì)引起爆轟速度的下降。在爆轟波之后的邊界層導(dǎo)致反應(yīng)區(qū)中的流場(chǎng)擴(kuò)散，這種效應(yīng)類似于爆轟波波前的曲率小于臨界值而導(dǎo)致爆轟波傳播速度的下降，甚至可能引起爆轟的失效。由于黏性力和熱量傳遞正比于潤(rùn)濕面積，而爆轟波相關(guān)的總動(dòng)量取決于體積，也就是管道截面面積乘以反應(yīng)區(qū)的厚度，所以可以認(rèn)為爆轟速度虧損依賴于表面積與體積之比?？梢钥闯?，如果管道的直徑持續(xù)下降，在其中傳播的爆轟最終將會(huì)熄滅，這是由于邊界的特征長(zhǎng)度過小以至于不能使爆轟的化學(xué)長(zhǎng)度與之耦合。而且，實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，當(dāng)管徑尺寸不斷增加時(shí)，隨著管壁熱損失增大及其阻力因素等而使爆轟速度逐漸趨向平穩(wěn)。另外，由于激波反射產(chǎn)生橫波、局部高溫和湍流，這些因素都促使未反應(yīng)的物質(zhì)在反應(yīng)區(qū)中更好地混合，并提高化學(xué)反應(yīng)速率。雖然爆轟速度有所下降，但激波反射產(chǎn)生的局部高溫和粗糙表面形成的湍流使得爆轟變得更強(qiáng)。

圖6　乙烯-空氣混合氣體爆轟速度分布Fig.6　Detonation velocity distribution for 6.6% C2H4-air

圖7　氫氣-空氣混合氣體爆轟速度分布Fig.7　Detonation velocity distribution for 28.5% H2-air

可以看出，對(duì)于活性很高的預(yù)混氣體，其爆轟胞格尺寸相對(duì)于阻火單元狹縫空間的基準(zhǔn)尺寸要小，就像在管道中設(shè)置障礙物一樣，爆轟速度隨著混合物活性的降低而降低。同時(shí)由于ZND爆轟波誘導(dǎo)區(qū)長(zhǎng)度增加，由管道邊界層擴(kuò)散所導(dǎo)致的能量損失將逐漸增大，從而導(dǎo)致爆轟波波后化學(xué)反應(yīng)區(qū)內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)減緩，單位時(shí)間反應(yīng)所產(chǎn)生的能量減小，與vCJ相比其速度虧損較高。而且，實(shí)驗(yàn)結(jié)果還顯示，當(dāng)預(yù)混氣體初始?jí)毫σ欢〞r(shí)，混合氣體的最小傳播速度與管道內(nèi)徑關(guān)系不大，其中丙烷-空氣、乙烯-空氣混合氣體約為0.7vCJ；氫氣-空氣混合氣體的最小傳播速度約為0.65vCJ。

3　爆轟安全阻火速度計(jì)算模型

安全阻火速度即在規(guī)定的距離之內(nèi)，將實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)充裝有一定比例的可燃?xì)怏w點(diǎn)燃后所產(chǎn)生的火焰不能穿過被測(cè)試的阻火器，火焰被阻止或熄滅，這時(shí)阻火器能夠阻止的最大火焰?zhèn)鞑ニ俣葹榘踩杌鹚俣?。阻火器的設(shè)計(jì)與安全阻火速度有著直接關(guān)系，阻火器應(yīng)根據(jù)不同的火焰速度設(shè)計(jì)成不同的結(jié)構(gòu)。而安全阻火速度又與所使用的介質(zhì)種類及相關(guān)實(shí)驗(yàn)條件有關(guān)系。

爆燃波通過火焰區(qū)的質(zhì)量擴(kuò)散和熱擴(kuò)散使前方反應(yīng)物著火，從而實(shí)現(xiàn)火焰?zhèn)鞑?。其傳播速度由質(zhì)量擴(kuò)散率和熱擴(kuò)散率決定，并且擴(kuò)散通量依賴于維持跨過火焰前后大梯度的反應(yīng)速率。而爆轟波則是一道超聲速壓縮激波，它通過前導(dǎo)激波掃過混合物時(shí)的絕熱壓縮加熱來點(diǎn)燃混合物。前導(dǎo)激波反過來又通過正在反應(yīng)的氣體及產(chǎn)物相對(duì)于鋒面的反向膨脹來維持，因此反向膨脹提供了驅(qū)動(dòng)激波所需的前向推力。傳播中火焰前方通常存在1道前導(dǎo)激波，這使得火焰相對(duì)于靜止坐標(biāo)系以超聲速傳播。可以看出，爆轟能量傳遞方式為沖擊波壓縮，這與爆燃火焰以熱傳導(dǎo)為主的能量傳遞方式不同。傳熱方程一般適用于穩(wěn)態(tài)湍流，而實(shí)際的流動(dòng)卻是瞬態(tài)的；且由于火焰?zhèn)鞑サ耐瑫r(shí)伴隨著激波，因此無法準(zhǔn)確了解燃燒產(chǎn)物的初始狀態(tài)和最終狀態(tài)。所以與精確的傳熱計(jì)算結(jié)果相比，爆轟火焰的安全阻火速度只能采取近似的計(jì)算方法求解。

前人研究成果顯示，壁面?zhèn)鳠嶙饔檬腔鹧嫦绲闹饕颍?，20］。所以，根據(jù)經(jīng)典的傳熱學(xué)理論，可將阻火單元看作一個(gè)換熱器。對(duì)于波紋管道阻火器，假設(shè)阻火單元波紋高度為a，狹縫通道的長(zhǎng)度即阻火單元厚度為l，hl為熱交換系數(shù)，Al為狹縫通道的金屬表面積，Δtm為對(duì)數(shù)平均溫差，因此傳熱量q可采用式（1）進(jìn)行計(jì)算［20］

該傳熱量q等同于高溫氣體散失的熱量，所以

式中，A為狹縫通道的橫截面積；G為單位面積的質(zhì)量流量；t1為狹縫通道入口處的氣體溫度；t2為出口處溫度；cp為燃燒產(chǎn)物在t1～t2溫度范圍內(nèi)的平均比熱容。根據(jù)傳熱學(xué)理論，hl可采用式（3）計(jì)算［24］

式中，d為狹縫通道的水力直徑，fμ和fk分別為燃燒產(chǎn)物在傳熱膜溫度ft下的黏度和熱導(dǎo)率；wt為壁面溫度；bt為流體主體溫度。

圖8為波紋阻火器阻火單元示意圖［1］，如圖所示，阻火單元由3層超薄的不銹鋼板制成：中間層鋼板被壓成波型，上下兩層為平面鋼板。兩種鋼板之間由無數(shù)個(gè)斷面為等邊三角形的直通流道組成。

圖8　阻火單元結(jié)構(gòu)Fig.8　Structure of flame arrester element

因此式（2）中

由于任意爆轟速度v所對(duì)應(yīng)的阻火單元厚度l，其t1和t2是相同的，因此t1、t2、tL和cp與爆轟速度和阻火單元厚度無關(guān)。所以式（2）可寫成

或者

在式（3）中

同樣，μ和k與爆轟速度和阻火單元厚度無關(guān)。則

綜合式（9）與式（12）可得出

即

可以看出，對(duì)于指定的阻火單元波紋高度，v1/5與l呈比例。因此，采用丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預(yù)混氣體在阻火單元厚度分別為50、60、75、100、120、150 mm的波紋管道阻火器內(nèi)進(jìn)行阻爆轟測(cè)試，其成功阻火的火焰?zhèn)鞑ニ俣戎蹬c阻火單元的厚度值如圖9～圖11所示。其中，阻火單元波紋高度分別為0.7、0.5、0.2 mm。

圖9　丙烷-空氣阻火單元厚度與爆轟阻火速度的關(guān)系Fig.9　Correlations of flame arrester element with detonation velocity for C3H8-air

如圖所示，在成功阻火的條件下，l與v1/5基本呈直線關(guān)系，因此可根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果線性擬合出阻火單元厚度與爆轟火焰?zhèn)鞑ニ俣戎g的關(guān)系，如圖中直線所示。即不同活性預(yù)混氣體的爆轟安全阻火速度經(jīng)驗(yàn)公式為：丙烷-空氣預(yù)混氣體

乙烯-空氣預(yù)混氣體

氫氣-空氣預(yù)混氣體

圖10　乙烯-空氣阻火單元厚度與爆轟阻火速度的關(guān)系Fig.10　Correlations of flame arrester element with detonation velocity for C2H4-air

圖11　氫氣-空氣阻火單元厚度與爆轟阻火速度的關(guān)系Fig.11　Correlations of flame arrester element with detonation velocity for H2-air

式中，l為阻火單元厚度，m；v為爆轟火焰?zhèn)鞑ニ俣?，m·s-1?？傮w上講，經(jīng)驗(yàn)公式的最大相對(duì)誤差僅為10.9%，因此，可以認(rèn)為其計(jì)算結(jié)果較為合理。

需要說明的是，式（15）～式（17）為經(jīng)驗(yàn)公式，考慮到一定的安全因素，采用其計(jì)算值只能作為阻火單元阻止爆轟火焰速度的參考，而設(shè)計(jì)阻火器時(shí)，阻火單元的有效阻止爆轟火焰速度還需通過不斷實(shí)驗(yàn)確定。

4　結(jié)　論

（1）不同活性預(yù)混氣體在管道阻火器內(nèi)的爆炸過程持續(xù)時(shí)間非常短，一般可分為4個(gè)階段，包括緩慢燃燒階段、快速燃燒階段、加速燃燒階段和壓力振蕩階段。其中丙烷-空氣、乙烯-空氣預(yù)混氣體在D=80 mm的管道阻火器中，爆炸壓力峰值較高。當(dāng)管道直徑增加至400 mm時(shí)，爆炸壓力峰值逐漸降低，氫氣-空氣預(yù)混氣體在管道阻火器內(nèi)的爆炸壓力峰值隨管徑的增加呈遞增趨勢(shì)。

（2）對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊膶?shí)驗(yàn)研究結(jié)果表明，丙烷-空氣、乙烯-空氣預(yù)混氣體爆轟速度數(shù)值相差不大，丙烷-空氣預(yù)混氣體甚至稍高些；而氫氣-空氣的穩(wěn)定爆轟速度較高。丙烷、乙烯-空氣預(yù)混氣體在初始?jí)毫σ欢ǖ臈l件下，爆轟速度并沒有明顯的變化，隨著管徑的增加，爆轟速度趨于穩(wěn)定。氫氣-空氣預(yù)混氣體在D=15 mm的管道阻火器內(nèi)的爆轟速度稍高，在大尺寸管徑中，其速度也逐漸趨于穩(wěn)定。

（3）從經(jīng)典的傳熱學(xué)理論出發(fā)，針對(duì)波紋板式管道爆轟型阻火器，推導(dǎo)出阻火單元厚度與爆轟火焰速度之間的關(guān)系，同時(shí)提出了爆轟條件下不同活性氣體安全阻火速度的計(jì)算公式。該公式得到了實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證，為工業(yè)裝置阻火器的設(shè)計(jì)與選型提供了更為準(zhǔn)確的參考依據(jù)。

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Detonation flame propagation and quenching characteristics in crimped-ribbon flame arrester

SUN Shaochen1，2， BI Mingshu1， LIU Gang2， DENG Jinjun1，3
（1School of Chemical Machinery， Dalian University of Technology， Dalian 116024， Liaoning， China；2Shenyang Institute of Special Equipment Inspection and Research， Shenyang 110035， Liaoning， China；3College of Chemical Engineering， Daqing Normal University， Daqing 163712， Heilongjiang， China）

A self-designed explosion suppression experimental system including sensor detection system， gas mixing equipment， data acquisition device and electric spark ignition device was set up to investigate various fuel/air premix detonation flame propagation and quenching by crimped-ribbon flame arresters in horizontal pipe that closed at both ends. Detonation experiment showed that when the concentration of flammable gas was close to the stoichiometric ratio， （4.2% propane， 6.6% ethylene and 28.5% hydrogen， percentage by volume）， the evolution process from ignition to flame quenching was very short. It could be divided into four stages： slow rise，quick rise， accelerate rise and pressure fluctuation. The peak detonation pressure for propane-air and ethylene-airwas higher in D=80 mm flame arrester than other diameters. When pipe diameter increased to 400 mm， the detonation pressure was decreased gradually， especially for ethylene-air the pressure was only about 3 MPa. However， the peak detonation pressure of hydrogen-air was gradually increased with the increase of the pipe diameter. The result on detonation velocity indicated that its value for the premixed gas of propane-air was quite close to ethylene-air， even a little higher. However， the value of hydrogen-air premixed gas was relatively high. With the increase of the pipe diameter， the detonation velocity tended to be more stable due to the wall heat loss，the resistance factors and some other reasons. At the same time， it might be expected that the detonation safety flame velocity would be proportional to element thickness base on the classic theory of the heat transfer. Then， by using the experimental data， the detonation safety flame velocity calculation method was derived， which would provide more accurate reference for design and selection of crimped-ribbon flame arrester.

date： 2015-09-01.

Prof. BI Mingshu， bimsh@dlut.edu.cn

supported by the Shenyang Science and Technology Project （F14-048-2-00） and the Youth Foundation of Daqing Normal University （12ZR19）.

explosion suppression experimental system； detonation flame； crimped-ribbon flame arrester；detonation pressure； safety flame velocity

X 937

A

0438—1157（2016）05—2176—09

2015-09-01收到初稿，2016-01-25收到修改稿。

聯(lián)系人：畢明樹。第一作者：孫少辰（1983—），男，博士研究生，工程師。

沈陽(yáng)市科技計(jì)劃項(xiàng)目（F14-048-2-00）；大慶師范學(xué)院青年基金項(xiàng)目（12ZR19）。