爆轟火焰在管道阻火器內的傳播與淬熄特性

孫少辰，畢明樹，劉　剛，鄧進軍，3

（1大連理工大學化工機械學院，遼寧 大連 116024；2沈陽特種設備檢測研究院，遼寧 沈陽110035；3大慶師范學院化學工程學院，黑龍江 大慶163712）

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爆轟火焰在管道阻火器內的傳播與淬熄特性

孫少辰1，2，畢明樹1，劉剛2，鄧進軍1，3

（1大連理工大學化工機械學院，遼寧 大連 116024；2沈陽特種設備檢測研究院，遼寧 沈陽110035；3大慶師范學院化學工程學院，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驗系統（包括傳感器系統、配氣系統、數據采集系統、點火系統等）對不同活性預混氣體爆轟火焰在波紋管道阻火器內的傳播與淬熄過程進行了實驗研究。結果顯示當可燃氣體接近當量濃度時（丙烷4.2%、乙烯6.6%、氫氣28.5%，均為體積分數），預混氣體從點燃到火焰淬熄過程歷時非常短，總體可分為4個階段，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-空氣預混氣體在D=80 mm的管道阻火器中，爆炸壓力峰值較高。當管道直徑增加至400 mm時，爆炸壓力峰值逐漸降低，其中乙烯-空氣預混氣體的爆炸壓力峰值僅為3 MPa左右；氫氣-空氣預混氣體的爆炸壓力峰值隨管徑的增加呈遞增趨勢。對爆轟速度的研究結果表明，丙烷-空氣、乙烯-空氣預混氣體爆轟速度數值相差不大，丙烷-空氣預混氣體甚至稍高些；而氫氣-空氣的爆轟速度數值較高。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混氣體爆轟速度趨向平穩。最后，從經典傳熱學理論出發，推導出了阻火單元厚度與爆轟火焰速度之間的關系。并結合實驗數據，提出了爆轟安全阻火速度的計算方法，為工業裝置阻火器的設計和選型提供更為準確的參考依據。

阻爆實驗系統；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

在石油工業中，阻火器廣泛應用于石油及石油產品的儲罐上和輸送石油氣體的管線上。當儲存輕質石油產品的油罐遇到外界明火或雷擊火花時，就有可能引起燃燒或發生爆炸，為防止此危險應安裝阻火器。阻火器常用于輸送易燃氣體的管道上，假若管道上的易燃氣體被引燃，氣體火焰就可能傳播到整個管網，為了避免，也應采用阻火器。阻火器的作用就是試圖在火焰發生發展的初期就能抑制火焰的傳播，或者即使發生爆轟，利用阻火器也能有效抑制［1-9］。

作為阻爆抑爆的關鍵部件，阻火器一旦失效，會造成大量的人員傷亡和嚴重的財產損失。但國內外學者相關報道相對較少［10-19］，而且，針對管道阻火器內的爆轟情況，由于較為復雜，相關的研究成果更少。

Cubbage［20］采用城市煤氣-空氣的預混氣體對波紋型阻火器進行阻爆轟實驗結果顯示，在波紋的高度足夠小，阻火單元厚度足夠薄的情況下，可發生淬熄現象，且阻火器沒有產生機械損傷。Cubbage指出，當阻火單元包含在外殼內，且外殼尺寸相對于管道尺寸呈擴張趨勢時，殼體會使爆轟火焰速度降低，其實驗結果同樣適用于其他燃料-空氣的預混氣體。

Maas等［21］采用城市煤氣-空氣、甲烷-空氣的預混氣體，在D=50 mm、L=42 m的管道中進行了阻爆轟實驗研究。測試時，氣體分別處于靜止、流動狀態。點火裝置分別安裝在阻火器上下游。結果顯示，在當時的測試條件下，阻火器可以阻擋強烈的爆轟，但受條件限制并沒有測量準確的數據如火焰傳播速度。

Kersten等［22］建立了透明實驗裝置并在其中放置阻火器，對歐洲阻火器新標準進行了研究，并采用高速攝像機拍攝了爆燃火焰、DDT過程以及爆轟火焰在阻火器內傳播的圖像。在實驗中觀察到火焰傳播現象可分為兩種：（1）間接火焰傳播，即火焰先在阻火單元內淬熄，然后被反應組分或者燃燒氣體重新點燃；（2）直接火焰傳播，即在相同條件下，火焰直接傳播到被保護側。爆轟實驗采用乙烯-空氣預混氣體，阻火器安裝在管道末端。實驗現象表明，由于入射激波和反射激波疊加產生的加熱氣體，使其點火側的燃燒亮度明顯增加。在強爆燃實驗中，火焰穿透阻火器時伴隨球形鋒面和強光亮。實驗結果顯示，在爆燃轉爆轟的過程中，爆炸超壓值和火焰傳播速度都有顯著提升，對火焰的直接觀察能夠為優化阻火器提供依據。

可以看出，雖然相關學者取得了一定的進展，但總體來說還遠遠不夠，主要有兩方面原因：一方面，由于受到實驗設備造價高、實驗參數控制困難、實驗測量的精度和可靠性不高以及實驗過程監測困難等諸多因素的影響，對管道阻火器內爆轟火焰傳播現象的實驗研究還不夠完善，即使是同樣的實驗條件，不同文獻中的實驗結果也相差很大；另一方面，經檢驗合格的阻火器在實際使用中還是會發生阻火失效，以致產生爆轟現象等重大爆炸事故，這說明對爆轟火焰在管道阻火器內的傳播規律的研究在系統性和深入程度及爆轟阻火器的設計與選型方面還存在一些欠缺。

相對爆燃來講，人們對爆轟波的認知要遲得多。爆轟強大的破壞能力遠遠超過了人們對爆燃波的把握與理解，也因此引起眾多學者的研究興趣，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的問題。因此，本文基于高精度的阻爆轟實驗系統，開展了爆轟火焰在管道阻火器內傳播過程的實驗研究。主要分析丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預混氣體爆轟火焰在不同規格的管道阻火器內的傳播與淬熄的規律。充分考慮可燃氣體組分、管道幾何尺寸、管道壁面粗糙度等多因素耦合的影響，研究預混火焰在管道阻火器內的傳播特性，如火焰傳播速度、爆炸壓力等參量的變化規律，對阻火器抑制爆轟的實驗現象進行初步的探討。同時本文利用經典的傳熱學理論并結合大量實驗數據，推導出了阻火單元厚度與爆轟火焰速度之間的關系，提出了丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預混氣體爆轟條件下的安全阻火速度的計算公式，為工業裝置阻火器的設計和選型提供更為準確的參考依據。

圖1　實驗系統結構Fig.1　Experimental system structure diagram

1　實驗系統

阻爆實驗裝置屬非標設備，需要自己設計或制作。實驗系統結構如圖1所示，由阻火器、實驗管道、數據采集控制系統、壓力傳感器、火焰傳感器、點火源、配氣系統、氣體分析儀等組成［23］。

測試阻火器為波紋板式管道爆轟型阻火器。實驗管路為無縫鋼管，其管道應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火。實驗管道采用分段連接方式，為了防止爆轟產生的巨大沖擊力，在點火端和末端分別放置支架，同時保證管道長度可形成穩定爆轟，不同活性氣體點火端管道長徑比數值見表1。壓力傳感器和火焰傳感器的響應頻率為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，可以測試火焰到達阻火器處的火焰傳播速度和爆炸壓力值。其中，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度應為200 mm±50 mm。數據采集系統每通道采樣率為2 Mb·s-1?；旌蠚怏w采用控制流量法進行配制，為了使預混氣體充分混合，需保證靜止混合的時間不少于30 min。實驗初始壓力為常壓，點火能量約為10 mJ。實驗分別采用體積濃度為4.2%、6.6%、28.5%的丙烷、乙烯、氫氣介質。其中丙烷的純度大于96%，乙烯和氫氣的純度為99.98%。

表1　R不同介質穩定爆轟長徑比值Table 1　Stabile detonation length-diameter ratio of different media

2　實驗結果及討論

2.1預混氣體爆炸特征

為了更好呈現整個爆炸過程中的壓力變化，僅截取部分實驗曲線。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%時不同規格管道阻火器內爆炸壓力變化過程Fig.2　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 4.2% C3H8-air

從圖中可以看出，預混氣體從點燃到火焰淬熄過程歷時較短（約55 ms左右），總體可分為4個階段。

（1）緩慢燃燒階段。在這一階段，放熱化學反應陣面前氣流位移很小，火焰速度相對爆轟管道也較小，火焰的傳播主要靠溫度、組分的擴散，流動速度低，火焰傳播速度低，但持續時間較長。

（2）快速燃燒階段。在這一階段，由于未燃氣體與管道壁面的相互作用，湍流火焰出現，沖擊波形成，爆炸過程加速。這里流動及火焰傳播的加速、湍流及反應擴散的不穩定性起主要作用。

（3）加速燃燒階段。在這一階段，DDT過程發生，但持續時間非常短。這一過程包含了多種因素的相互作用，如流動的不穩定性、化學反應與流動相耦合以及激波與湍流邊界層的相互作用等，產生超高壓。由于燃燒形成的擾動波導致前導沖擊波的強度增大，流動速度增加，反應流動的不穩定性占據主導地位，火焰突然加速，伴隨著流場局部位置氣流參數的突躍。同時加速火焰追趕前驅壓力波，與其相耦合，形成爆轟波。

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

（4）壓力振蕩階段。此階段持續時間較長，爆炸壓力持續振蕩。隨著火焰陣面與阻火單元接觸，爆轟波能量逐漸減弱。同時伴隨著稀疏波的作用，爆轟波要衰減，誘導激波與化學反應區要分離，誘導區后的壓力和溫度要降低。在這兩種機制作用下，爆轟波在管道阻火器內產生淬熄現象，使爆炸壓力迅速降低，直至整個爆炸過程結束。而且，在整個爆炸過程中，超壓曲線振蕩較為劇烈。

從實驗現象上判斷，爆轟波遇到管壁和阻火單元時會發生類似沖擊波的正規反射和馬赫反射現象。因此，在整個爆炸過程中，壓力不斷振蕩。對比不同預混氣體的爆炸過程，在不同管徑約束條件下，其爆炸壓力變化過程曲線區別不大。丙烷-空氣、乙烯-空氣預混氣體在D=80 mm的管道阻火器中，爆炸壓力峰值較高。當管道直徑增加至400 mm時，爆炸壓力峰值逐漸降低，其中乙烯-空氣預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這兩種氣體的爆轟壓力影響較大。而氫氣-空氣預混氣體，由于其活性較高，受溫度的影響較大?；瘜W反應對溫度上升非常敏感，溫度升高導致化學反應加快，而反應加快又將促使溫度上升，形成了一個正反饋過程，因此爆炸壓力峰值隨管徑的增加呈遞增趨勢。

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

實際上，爆轟波的傳播依賴于壁面邊界條件，由于連接爆轟實驗的管道并不是絕對光滑的，較為粗糙。粗糙表面和阻火單元通過前導激波的反射產生湍流和橫波。橫波間的互相作用導致了馬赫桿的形成，從而在遠離壁面處產生了局部熱點。此外橫波還提供了一種產生旋渦的有效途徑。壓力波動與反應區中的強密度梯度場相互作用，并通過斜壓扭矩機理產生旋渦。由于激波反射造成局部高溫以及湍流，從而促進了反應區內的混合并提高化學反應速率，對于活性較高的氫氣介質更是如此。

爆轟波和沖擊波在結構和本質等方面都有著極大的區別，因此沖擊波與爆轟波在發生反射時的特征同樣也有很大區別。爆轟波和阻火單元作用的規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單的沖擊波，它與化學反應耦合，而且化學反應區有一定的厚度；二是爆轟波自身也有著十分復雜的胞格結構，比如爆轟波本身就有一個或多個三波點。沖擊波和障礙物相互作用的研究工作已經十分深入，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機制不清的課題，這可能與爆轟波結構的不穩定性、化學不確定性相關。

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變化。當水平管道中放置阻火器時，邊界條件的影響愈加明顯。由于沿管軸存在一個與狹縫小孔開口相對應的“貫穿”區域，因此，當波紋高度進一步減小時，可以使傳播機制發生從爆轟到爆燃的明顯轉變，從而抑制了爆轟機制。而且在阻火單元內，爆轟波并不是沿著管軸方向直線傳播的。實驗顯示阻火單元對爆轟波的傳播有強烈的抑制作用，在實驗中，所觀測到的最小爆轟速度約只有CJ值的65%左右，這與前人的實驗結果非常相似［4］。當形成穩定爆轟時，爆轟波進入阻火單元（障礙物），可繞過障礙物發生衍射和在阻火單元內部再起爆。但當狹縫通道尺寸很小時（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，因此在實驗中并沒有發現熄爆的爆轟波再起爆現象（火焰傳感器沒有探測到信號）。

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

本節中，針對每一種預混氣體，在不同尺寸的管道阻火器中分別進行3組阻爆轟實驗，每組實驗測試20次，并記錄13次有效阻火的火焰傳播速度值。圖5～圖7分別為丙烷-空氣、乙烯-空氣、氫氣-空氣預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-空氣預混氣體爆轟速度數值相差不大，丙烷-空氣預混氣體甚至稍高些；而氫氣-空氣的爆轟速度較高。對于丙烷、乙烯-空氣預混氣體，初始壓力一定的條件下，爆轟速度并沒有明顯變化。但隨著管徑增加，爆轟速度趨于穩定；氫氣-空氣預混氣體在D=15 mm的管道阻火器內的爆轟速度稍高，而且在大尺寸管徑中，其速度也逐漸趨于穩定。這說明，當初始壓力一定時，小尺寸的管道中氫氣-空氣預混氣體爆轟過程受約束較為明顯。綜合實驗結果可以判斷，隨著管道直徑增大，管道邊界的效應影響加重，容易導致熱量及動量的損失，這些損失會引起爆轟速度的下降。在爆轟波之后的邊界層導致反應區中的流場擴散，這種效應類似于爆轟波波前的曲率小于臨界值而導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濕面積，而爆轟波相關的總動量取決于體積，也就是管道截面面積乘以反應區的厚度，所以可以認為爆轟速度虧損依賴于表面積與體積之比。可以看出，如果管道的直徑持續下降，在其中傳播的爆轟最終將會熄滅，這是由于邊界的特征長度過小以至于不能使爆轟的化學長度與之耦合。而且，實驗結果顯示，當管徑尺寸不斷增加時，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。另外，由于激波反射產生橫波、局部高溫和湍流，這些因素都促使未反應的物質在反應區中更好地混合，并提高化學反應速率。雖然爆轟速度有所下降，但激波反射產生的局部高溫和粗糙表面形成的湍流使得爆轟變得更強。

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，對于活性很高的預混氣體，其爆轟胞格尺寸相對于阻火單元狹縫空間的基準尺寸要小，就像在管道中設置障礙物一樣，爆轟速度隨著混合物活性的降低而降低。同時由于ZND爆轟波誘導區長度增加，由管道邊界層擴散所導致的能量損失將逐漸增大，從而導致爆轟波波后化學反應區內的化學反應減緩，單位時間反應所產生的能量減小，與vCJ相比其速度虧損較高。而且，實驗結果還顯示，當預混氣體初始壓力一定時，混合氣體的最小傳播速度與管道內徑關系不大，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算模型

安全阻火速度即在規定的距離之內，將實驗裝置內充裝有一定比例的可燃氣體點燃后所產生的火焰不能穿過被測試的阻火器，火焰被阻止或熄滅，這時阻火器能夠阻止的最大火焰傳播速度為安全阻火速度。阻火器的設計與安全阻火速度有著直接關系，阻火器應根據不同的火焰速度設計成不同的結構。而安全阻火速度又與所使用的介質種類及相關實驗條件有關系。

爆燃波通過火焰區的質量擴散和熱擴散使前方反應物著火，從而實現火焰傳播。其傳播速度由質量擴散率和熱擴散率決定，并且擴散通量依賴于維持跨過火焰前后大梯度的反應速率。而爆轟波則是一道超聲速壓縮激波，它通過前導激波掃過混合物時的絕熱壓縮加熱來點燃混合物。前導激波反過來又通過正在反應的氣體及產物相對于鋒面的反向膨脹來維持，因此反向膨脹提供了驅動激波所需的前向推力。傳播中火焰前方通常存在1道前導激波，這使得火焰相對于靜止坐標系以超聲速傳播?？梢钥闯?，爆轟能量傳遞方式為沖擊波壓縮，這與爆燃火焰以熱傳導為主的能量傳遞方式不同。傳熱方程一般適用于穩態湍流，而實際的流動卻是瞬態的；且由于火焰傳播的同時伴隨著激波，因此無法準確了解燃燒產物的初始狀態和最終狀態。所以與精確的傳熱計算結果相比，爆轟火焰的安全阻火速度只能采取近似的計算方法求解。

前人研究成果顯示，壁面傳熱作用是火焰熄滅的主要原因［4，20］。所以，根據經典的傳熱學理論，可將阻火單元看作一個換熱器。對于波紋管道阻火器，假設阻火單元波紋高度為a，狹縫通道的長度即阻火單元厚度為l，hl為熱交換系數，Al為狹縫通道的金屬表面積，Δtm為對數平均溫差，因此傳熱量q可采用式（1）進行計算［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為燃燒產物在t1～t2溫度范圍內的平均比熱容。根據傳熱學理論，hl可采用式（3）計算［24］

式中，d為狹縫通道的水力直徑，fμ和fk分別為燃燒產物在傳熱膜溫度ft下的黏度和熱導率；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個斷面為等邊三角形的直通流道組成。

圖8　阻火單元結構Fig.8　Structure of flame arrester element

因此式（2）中

由于任意爆轟速度v所對應的阻火單元厚度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。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。則

綜合式（9）與式（12）可得出

即

可以看出，對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進行阻爆轟測試，其成功阻火的火焰傳播速度值與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基本呈直線關系，因此可根據實驗結果線性擬合出阻火單元厚度與爆轟火焰傳播速度之間的關系，如圖中直線所示。即不同活性預混氣體的爆轟安全阻火速度經驗公式為：丙烷-空氣預混氣體

乙烯-空氣預混氣體

氫氣-空氣預混氣體

圖10　乙烯-空氣阻火單元厚度與爆轟阻火速度的關系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為爆轟火焰傳播速度，m·s-1?？傮w上講，經驗公式的最大相對誤差僅為10.9%，因此，可以認為其計算結果較為合理。

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

4　結　論

（1）不同活性預混氣體在管道阻火器內的爆炸過程持續時間非常短，一般可分為4個階段，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-空氣預混氣體在D=80 mm的管道阻火器中，爆炸壓力峰值較高。當管道直徑增加至400 mm時，爆炸壓力峰值逐漸降低，氫氣-空氣預混氣體在管道阻火器內的爆炸壓力峰值隨管徑的增加呈遞增趨勢。

（2）對火焰傳播速度的實驗研究結果表明，丙烷-空氣、乙烯-空氣預混氣體爆轟速度數值相差不大，丙烷-空氣預混氣體甚至稍高些；而氫氣-空氣的穩定爆轟速度較高。丙烷、乙烯-空氣預混氣體在初始壓力一定的條件下，爆轟速度并沒有明顯的變化，隨著管徑的增加，爆轟速度趨于穩定。氫氣-空氣預混氣體在D=15 mm的管道阻火器內的爆轟速度稍高，在大尺寸管徑中，其速度也逐漸趨于穩定。

（3）從經典的傳熱學理論出發，針對波紋板式管道爆轟型阻火器，推導出阻火單元厚度與爆轟火焰速度之間的關系，同時提出了爆轟條件下不同活性氣體安全阻火速度的計算公式。該公式得到了實驗的驗證，為工業裝置阻火器的設計與選型提供了更為準確的參考依據。

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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。

聯系人：畢明樹。第一作者：孫少辰（1983—），男，博士研究生，工程師。

沈陽市科技計劃項目（F14-048-2-00）；大慶師范學院青年基金項目（12ZR19）。