波紋管道阻火器內火焰傳播的實驗與數值模擬研究*

孫少辰畢明樹丁春輝胡熙玉劉 剛封 宇

(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)

波紋管道阻火器內火焰傳播的實驗與數值模擬研究*

孫少辰1,2,畢明樹1,丁春輝2,胡熙玉2,劉 剛2,封 宇2

(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)

對乙烯-空氣預混火焰在波紋管道阻火器中的傳播與淬熄過程進行了實驗和數值模擬研究,實驗結果顯示:當乙烯接近當量濃度時,預混氣體爆炸壓力變化過程可分為4個階段,等壓燃燒階段、緩慢上升階段、快速上升階段和壓力振蕩階段;在爆炸過程中,由于反射壓力波和火焰相互作用的影響,超壓值出現多次振蕩,壓力振蕩階段一般可以持續數十毫秒;乙烯-空氣火焰傳播速度隨管徑增加、阻火單元波紋高度減小呈遞增趨勢,而且隨著阻火單元厚度的增加,阻火器的阻火能力明顯提高,可以更有效地使火焰淬熄。數值模擬結果顯示:在管道封閉端點火后,火焰面呈半球形并以層流擴散的方式向四周傳播;當火焰傳播到管道壁面時,在管道壁面的約束作用下,火焰面發生變形,壁面附近的火焰逐漸超過了管道軸線附近的火焰,最后形成了“郁金香”狀的火焰結構;當爆燃火焰經過阻火單元時,高溫已燃氣體被其吸收大量熱量,同時在反應區產生的稀疏波作用下,氣體溫度逐漸降低、化學反應速率迅速減小,最終導致火焰被熄滅。通過模擬計算結果可以看出,在整個爆炸過程中,火焰傳播速度與爆炸壓力波動均較為明顯。并提出了孔隙率和阻火單元厚度對火焰傳播的影響機制?；趥鳠釋W理論模型,并結合實驗數據,得出了爆燃火焰速度與爆炸壓力之間的關系,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。

波紋阻火器;淬熄;“郁金香”火焰;爆燃火焰速度;爆炸壓力

阻火器是一種用來阻止易燃氣體和易燃液體蒸氣火焰蔓延的安全裝置,近年來已被廣泛應用在石油化工、天然氣等工業領域,特別是波紋板型管道阻火器。管道截面被其阻火單元分成許多截面,形狀為小三角形,一個三角形孔就是一個狹窄通道?；鹧鎮鞑r,管道中的火焰面通過這些狹窄通道,火焰會被熄滅[1]?，F代工業頻繁發生可燃氣體的爆炸事故,造成大量的人員傷亡及財產損失,因此抑制管道內可燃氣體燃燒爆炸已逐漸成為安全技術領域的一項重要課題。

雖然管道阻火器是阻爆抑爆的關鍵部件,但是國內外學者對其的研究仍然較少,內容主要包括實驗和理論兩個方面。P.A.Cubbage[2]采用城市煤氣-空氣預混氣體對波紋型阻火器進行阻爆轟實驗的結果顯示,在波紋高度足夠小、阻火單元厚度足夠薄的情況下,火焰可發生淬熄現象,并且阻火器沒有產生機械損傷。K.N.Palmer等[3-6]和B.Langford等[7]較早研究了丙烷-空氣爆燃火焰通過金屬絲網、多孔板、波紋板等具有不同阻火單元的阻火器的淬熄規律,他們指出不同形式的阻火器都有其臨界阻火速度,其值與阻火單元的厚度和通道的尺寸有關。當火焰速度較低時,阻火器可使火焰淬熄;而高速火焰則可擊穿阻火器。R.P.Wilson等[8]指出火焰能否通過阻火器取決于阻火器狹縫孔徑的尺寸、阻火單元的長度、火焰傳播速度以及阻火器內增加的壓力和溫度等參數。周凱元等[9]提出對于阻火器而言,除采用較小的三角形波紋高(即淬熄直徑)和較大三角形截面狹小通道長度(即淬熄長度)的波紋板阻火單元外,還必須采取其他措施盡可能衰減進入阻火器波紋板阻火單元之間的爆轟波強度。

雖然國內外學者進行了相關研究,并取得了一定的進展,但總體來說還遠遠不夠,主要表現在以下兩個方面:一是經檢驗合格的阻火器在實際使用中還是會發生阻火失效,以致產生爆炸等重大事故,說明對預混火焰在管道阻火器內的傳播規律研究的系統性和深入程度還存在一些欠缺;二是與已有研究成果相關的數值模擬工作還未見報導,隨著計算機流體力學及阻火器抑爆理論的發展,迫切需要利用數值模擬方法對實驗和理論工作進行補充和完善。因此,本文中分別從實驗和數值模擬兩個方向出發,進一步探討預混火焰在管道阻火器內的傳播規律。

1 實驗裝置

阻爆實驗裝置屬于非標設備,需要自己設計或制作。實驗系統由實驗管道、阻火器裝置、傳感器系統、點火系統、數據采集系統及配氣系統等部分組成[10],結構如圖1所示,其中L1、L2分別為未受保護側、受保護側管道長度。實驗阻火器采用公稱直徑(設D為管道直徑)為32、80、400 mm的ⅡB級波紋板式管道爆燃型阻火器(見圖2)。

圖1 實驗系統結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental system

為了精確測量阻火器中的火焰傳播速度及爆炸壓力,采用國際通用的測試方法,同時依據相關標準的要求,在實驗管路中接近阻火器的位置安裝高精度的傳感器。其中壓力傳感器和火焰傳感器的響應頻率均為200 k Hz,并且傳感器位置滿足GB/T 13347-2010《石油氣體管道阻火器》的要求?；旌蠚怏w采用控制流量法進行配置,為使預混氣體充分混合,需保證靜止混合的時間不少于30 min。數據采集系統每通道采樣率為2 Mb/s。實驗采用的乙烯介質體積濃度為6.6%,管道長徑比(L1/D)為50。實驗管路為無縫鋼管,管道兩端采用法蘭進行密封,在左端使用火花塞點火,點火能量約為10 mJ。實驗初始壓力為常壓。

圖2 波紋板管道阻火器Fig.2 Crimped ribbon arrester

2 實驗結果

2.1 預混氣體爆炸特征

不同管徑條件下,乙烯-空氣預混氣體在管道阻火器的爆炸壓力曲線如圖3所示。需要說明的是,為了更好地顯示整個爆炸過程中的壓力變化,除去由于點火造成的時間延遲,圖3中的起始橫坐標為點火后時間。

從圖3中可以看出,整個爆炸過程可以分為4個階段。第一階段(等壓燃燒階段):t=240～313 ms (D=32 mm);t=210～278 ms(D=80 mm);t=210～252 ms(D=400 mm)。該階段中的壓力變化不明顯,火焰速度較低,但是持續時間較長,火焰傳播主要依靠組分、溫度的擴散。第二階段(緩慢上升階段):t=313～327 ms(D=32 mm);t=278～320 ms(D=80 mm);t=252～342 ms(D=400 mm)。由于未燃氣體與管道壁面的相互作用,該階段出現湍流火焰,爆炸過程加速;前驅壓縮波到達傳感器,并對該點附近的預混氣體進行加熱和壓縮,導致壓力緩慢上升。第三階段(快速上升階段):t=327～333 ms (D=32 mm);t=320～338 ms(D=80 mm);t=342～350 ms(D=400 mm)?；鹧驿h面到達測點,爆炸壓力快速上升到達峰值,并伴隨著小幅波動。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。該過程包含多種因素的相互作用,如流動不穩定性、化學反應與流動相互耦合等,逐漸產生了高壓。第四階段(壓力振蕩階段):t=333～380 ms(D=32 mm);t=338～461 ms(D=80 mm);t= 350～485 ms(D=400 mm)。隨著爆炸產物的擴散,爆炸壓力不斷降低,產物膨脹速度逐漸降低,壓縮波壓力不斷衰減,同時伴隨著劇烈的振蕩;而且從此階段開始,由于火焰鋒面與阻火單元接觸,阻火單元強烈的傳熱作用導致熱量大量散失。因此在阻火單元內部,火焰以層流的方式傳播,直至產生淬熄現象。至此,整個爆炸過程結束。之后,由于阻火器的未受保護側與受保護側存在壓差,超壓值出現多次振蕩,振蕩階段一般可持續數十毫秒。由圖3可知,D=80 mm的管道阻火器內,壓力產生劇烈波動,達到第二個峰值;D=400 mm的管道阻火器內,由于邊界條件的約束,壓力波動更為劇烈,在t=460 ms時,達到新的峰值,形成二次反沖過程。此外,乙烯阻火器的波紋高度為0.5 mm,增大了火焰鋒面與阻火單元的接觸面積,導致熱量損失增加,使得火焰更容易熄滅,因此整個爆炸過程持續時間不長。

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 history for different specifications of the flame arrester with 6.6%C2H4-air

整個爆炸過程中,爆炸壓力的變化過程較為復雜,而且伴隨著劇烈波動,這主要與反射壓力波和火焰相互作用的影響有關。反射壓力波不僅對傳播過來的火焰波陣面產生影響,而且會對爆炸的持續性產生影響。反射壓力波的形成主要有以下3個方面的原因。

(1)壓力波在管道阻火器內傳播過程中,會受到管道壁面的制約及摩擦,導致氣流發生折轉,形成壓力波遇到管壁產生的反射現象。根據反射理論,當入射角很小時,壓力波會發生規則反射;當入射角逐漸增大,直至臨界值時,則開始出現Mach反射,此時,反射壓力波并不直接與壁面接觸,而是產生一個新的波陣面直立于壁面之上,如圖4所示。

圖4 馬赫波形成過程Fig.4 Formation process of Mach wave

(2)當壓力波在管道阻火器內傳播過程中遇到阻火單元和管道終端封閉壁面時,與兩個狹縫通道之間的器壁以及封閉終端會發生反射現象(如圖5和圖6所示)。通常,反射壓力波會引起逆向的氣流,明顯改變火焰傳播過程。隨著入射壓力波強度不斷增加,反射壓力波強度成倍增長,由此可見,壓力波的反射現象會大大抑制火焰的傳播。

(3)壓力波經過阻火器時,受到阻火器外殼的擴張腔和狹縫通道的擾動,在反應區會形成稀疏波(如圖6和圖7所示)。在壓力波接近狹縫通道時,交界面處充滿了可燃氣體,因此在交界面處會產生相反方向的稀疏波以及透射波,對火焰傳播起到抑制作用。當反向稀疏波到達火焰面時與之發生相互作用,促使由層流向湍流轉變時,壓力持續升高,同時伴有明顯的振蕩。

圖5 壓力波在剛壁面的正反射Fig.5 Reflection of the pressure wave against the wall

圖6 壓力波經過阻火器時的傳播過程Fig.6 Process of the pressure wave passing through the flame arrester

圖7 壓力波平掠可燃氣體界面時的波系作用機制Fig.7 Formation process of rarefaction waves against the narrow channel

2.2 火焰速度變化規律

分別采用管道直徑(D)為32、80、400 mm的阻火器進行阻爆測試實驗,每組實驗均測試20次,并記錄13次有效阻火時的火焰傳播速度,得到不同管道直徑條件下火焰傳播速度的分布情況如圖8所示。由圖8可知,D=32 mm時,平均火焰傳播速度為59 m/s,最大阻火速度為71 m/s;D=80 mm時,管道平均火焰傳播速度為67 m/s,最大阻火速度為79 m/s;D=400 mm時,管道平均火焰速傳播度為103 m/s,最大阻火速度為122 m/s。由此可知,乙烯-空氣火焰傳播速度基本上隨著管道直徑的增大而增大;當管道直徑從32 mm增加到80 mm時,火焰傳播速度變化較小;而當管徑增大到400 mm時,火焰傳播速度增速較快。

圖8 乙烯-空氣混合氣體火焰傳播速度分布Fig.8 Distribution of flame propagation velocity for 6.6%C2H4-air

雖然當前驅壓力波到達阻火單元、封閉終端或與壁面接觸時,會產生反射波逆向傳播,但對火焰傳播速度的影響較小。這是因為乙烯的化學活性相對較大,預混氣體爆炸時火焰傳播速度較高,前驅壓力波與火焰鋒面間距很小。當反射波傳播到某一截面時,火焰鋒面已通過該截面,反射壓力波不與火焰鋒面相交,因此對火焰傳播速度影響很小。

2.3 阻火單元厚度的影響

波紋板阻火器能否有效阻火主要取決于孔隙(正三角形波紋高度)、狹縫的長度(阻火單元厚度)和爆燃火焰傳播的速度。選取D=80 mm的阻火器,在長徑比(L1/D)分別為10、20、30、40、50、60的條件下進行實驗,每組實驗記錄13次數據,得到阻火器長徑比不同時的火焰傳播速度如圖9所示?？梢钥闯?隨著管道長徑比的增大,火焰傳播速度基本呈近似線性上升趨勢。當長徑比大于50時,火焰傳播速度突然增大,其平均火焰傳播速度約為82 m/s。由于乙烯-空氣預混氣體的火焰傳播速度較高,火焰通過阻火單元的時間更短,火焰鋒面與阻火單元狹縫接觸的時間進一步減少,導致火焰與狹縫通道壁產生的熱損失降低,因此大部分火焰可穿透阻火器。

進一步增加D=80 mm管道阻火器阻火盤數量,使阻火單元厚度為原來的兩倍,分別在長徑比為60、70的條件下進行阻爆實驗,結果如圖10所示?？梢钥闯?火焰傳播速度隨長徑比的增加而增加。而與單倍阻火單元阻火實驗相比(圖9),火焰傳播速度較低,且所有實驗均成功阻火。其中,長徑比為60時,火焰傳播速度的平均值為74 m/s,最大阻火速度為84 m/s;長徑比為70時,其最大阻火速度為114 m/s、平均阻火速度為101 m/s;說明隨著阻火單元厚度的增加,阻火器的阻火能力明顯提高,可以更有效地使火焰淬熄。

圖9 乙烯-空氣混合氣體火焰傳播速度-長徑比曲線Fig.9 Flame propagation velocity vs.length to diameter for C2H4-air

圖10 雙倍阻火單元厚度時火焰傳播速度分布Fig.10 Distribution of flame propagation velocity of two elements for 4.2%C2H4-air

2.4 波紋高度的影響

乙烯阻火器阻火單元波紋高度一般為0.5～0.7 mm,這樣可以更有效地抑制火焰傳播。選用管道直徑D=80 mm、波紋高度為0.5、0.7 mm的阻火器進行阻爆實驗,每個規格阻火器進行20次測試,記錄13次有效阻火時的數據,得到實驗結果如圖11所示?？梢钥闯?在成功阻火的條件下,減小波紋高度對氣體爆燃火焰速度有增強作用。

在成功阻火的條件下,由于波紋高度的減小從整體上改變了預混氣體的流動狀態,使得熱交換和質交換顯著增加。而當對流產生時,火焰傳播速度也會隨之增大。因此,火焰傳播速度隨阻火單元波紋高度的減小呈遞增趨勢。但是,波紋高度過小會導致過高的流體阻力,對阻火器的使用是極為不利的;波紋高度過大,阻火器則不能有效阻火。因此,乙烯阻火器的阻火單元波紋高度在0.5～0.7 mm時較為合理。

圖11 D=80管道中不同波紋高度的實驗結果Fig.11 Experimental results at different crimp heights in the pipe ofD=80 mm for C2H4-air

3 數值模擬研究

對管道阻火器結構進行抽象簡化,采用二維軸對稱模型,只取一半管道作為計算區域,得到相應的幾何模型,其結構如圖12所示。其中管道的左端為點火端,阻火器位于管道中間,火焰進入阻火單元后向末端傳播或在阻火單元中淬熄。燃燒過程只考慮單步反應,采用了標準k-ε模型來處理爆炸中出現的湍流,采用EBU-Arrhenius燃燒模型來模擬可燃氣體的層流燃燒和湍流燃燒過程。阻火單元的阻火機理主要是傳熱效應,由于預混火焰與阻火單元壁面不斷產生熱量交換,使熱量快速散失,從而產生淬熄現象。并且當介質通過阻火單元時,阻火單元前后會產生一定的壓降,其壓降大小與其結構及流量有關。因此,數值模擬過程中,可將管道內阻火單元區域統一當作多孔介質區域來處理,其相關物性參數由廠家提供。壓力-速度耦合算法選用Fluent里計算瞬態問題時推薦的PISO算法求解。

圖12 阻火器管道結構示意圖Fig.12 Sketch of the flame arrester pipe

數值模擬管道直徑為80 mm,管道長度為4 000 mm(長徑比為50)。初始條件采用點點火方式,在已燃區內,溫度設定為乙烯介質的絕熱燃燒溫度[11],并且反應物濃度為零;未燃區內的溫度設定為常溫,并且生成物濃度為零。管道、阻火器內的壓力均為常壓。為保證點火成功,已燃區燃燒半徑設置為20 mm,具體參數如表1所示,其中Y表示氣體的體積濃度。

表1 乙烯-空氣混合氣體初始條件設置Table 1 Initial conditions of C2H4-air mixture

3.1 火焰傳播初期

點火后不同時刻管道阻火器內的溫度場如圖13所示。由圖13可知,點火后(2.010 ms),點火點附近的溫度開始迅速上升,未燃氣體燃燒產生的膨脹力推動火焰面緩慢向四周傳播?；鹧婷娉拾肭蛐?且較為規則,并具有清晰的很薄的燃燒界面。此界面將已燃氣與未燃氣分開,說明火焰以層流方式進行傳播。當火焰面逐漸接近壁面時(t=5.338 ms),受到壁面摩擦力的影響和管端的約束作用,近壁面處流場會形成很大的速度梯度。因此,沿管道徑向傳播的火焰速度較快,火焰鋒面的開始拉伸變形。

隨著火焰面接觸到管道壁面,火焰面在管道徑向上被拉伸。在管道軸線方向,火焰面繼續伸長,推動未燃混合物向前運動。然后火焰繼續向前傳播,火焰面逐漸被軸向拉伸,表面產生褶皺和變形,增大了火焰表面積,因而增大了火焰有效燃燒速度,導致火焰面前進的速度明顯加快。由于受壁面阻礙和管端的約束,火焰面繼續發生變形,沿壁面的火焰傳播速度較快,中心線處火焰傳播速度相對較慢,逐漸形成“郁金香”火焰,如圖13(f)所示。

圖13 不同時刻管道內火焰溫度分布Fig.13 Contours of flame temperature at different times in the pipe

3.2 阻火單元對火焰傳播的抑制作用

不同時刻管道阻火器內的溫度場如圖14所示。在“郁金香”火焰結構形成后,火焰鋒面不斷向前傳播,同時伴隨著劇烈的散熱作用,靠近壁面處流場的溫度下降明顯,燃燒強度逐漸被減弱。而管道中心的火焰鋒面則為附近流場提供了較多的能量,因此該處燃燒較為劇烈,火焰傳播速度較快,同時伴隨著湍流脈動與火焰的相互作用和受管道壁面限制,導致火焰面發生扭曲變形,朝縱向發展,促使火焰逐漸由“郁金香”形狀向“指尖”形狀轉變,火焰表面積得到顯著增加,如圖14(a)所示[12]。

隨著火焰鋒面不斷向前發展,當前驅壓力波在傳播過程中遇到阻火單元和管道終端封閉壁面時產生的反射壓力波和反應區產生的稀疏波的作用下(見圖5～圖7),形成反向壓力梯度,會抑制火焰向管道末端方向傳播。隨著時間的推移,這種影響愈來愈強烈,導致球面曲率逐漸變小,火焰燃燒表面積也隨之減小,在一定程度上降低了火焰速度,如圖14(b)所示;當t=186.64 ms時,火焰鋒面恰好到達阻火單元表面;之后,阻火單元上游火焰逐漸朝徑向發展,但火焰鋒面似乎滯留在阻火單元表面上,并未橫向穿越阻火單元;當t=197.75 ms時,火焰鋒面的位置基本不再變化,即火焰不能繼續往前傳播,說明爆燃火焰經過阻火單元時,高溫已燃氣體被其吸收大量熱量,而且在反應區產生的稀疏波作用下,氣體溫度逐漸降低、化學反應速率迅速減小,最終火焰被熄滅。

圖15給出了不同時刻化學反應速率的分布情況。從圖15中可以看出,隨著時間的推移,火焰逐漸向阻火單元方向傳播。當接觸到阻火單元時,與其發生熱交換,剛開始阻火單元處于冷態,預混氣體燃燒放熱對阻火單元進行加熱。因此在開始階段,阻火單元的溫度是逐漸增加的。這時如果阻火單元狹縫通道尺寸足夠大,火焰就會繼續向上游移動。但如果狹縫通道的尺寸足夠小(乙烯阻火器波紋高度為0.5 mm),比表面積非常大,那么預混氣體的傳熱效應就愈加明顯,成為抑制燃燒反應發生的主要因素。當t=197.75 ms時,傳熱效應擴散到整個狹縫通道中時,燃燒反應無法完成,化學反應速率幾乎為零,說明火焰不能在阻火單元內部繼續傳播,即火焰在阻火單元內產生淬熄現象。

圖14 不同時刻管道內火焰溫度分布Fig.14 Contours of flame temperatures at different times in the pipe

圖15 不同時刻管道內化學反應速率分布Fig.15 Contours of flame reaction rate at different times in the pipe

3.3 火焰傳播速度與爆炸壓力

3.3.1 火焰傳播速度

乙烯-空氣爆炸過程中,火焰鋒面位置和火焰傳播速度隨時間的變化關系如圖16所示,其中,火焰傳播速度是通過前后連續兩個時間點的火焰鋒面位置差與時間間隔之比計算而得。取火焰位置為管道中心線上火焰鋒面處的x坐標值。

從圖16中可以看出:點火之后,預混氣體被引燃,火焰面積較小,火焰速度較低,約為7 m/s;隨后火焰面逐漸伸長,火焰面積和速度均增加,火焰開始加速傳播;當火焰傳播速度達到約26 m/s時,由于“郁金香”火焰面的形成,火焰速度開始下降;“郁金香”火焰消失后火焰傳播速度再一次加速上升,達到第二次峰值;然后火焰傳播速度在管道中不斷振蕩變化,直至達到最高值,約為54 m/s,這與圖8中的火焰速度較為接近;火焰鋒面接觸到阻火單元之后,火焰傳播速度不斷下降,并且在接近t=200 ms時趨近于零。

圖16 火焰面位置、火焰速度隨時間變化關系Fig.16 Flame front position and flame velocity during explosion in the pipe ofD=80 mm andL1/D=50

3.3.2 爆炸壓力

圖17為數值計算所得爆炸壓力隨時間的變化曲線?？梢钥闯?壓力的上升趨勢和峰值均與實驗曲線較為接近。在剛開始階段,火焰處于等壓燃燒,壓力值幾乎不變。然后隨著產生前驅壓力波,爆炸壓力開始上升,同時形成“郁金香”火焰。形成“郁金香”火焰之后,爆炸壓力振蕩上升,并在t=186.4 ms時達到峰值,約為0.104 MPa。之后,火焰接觸阻火單元,在管道內發生淬熄現象,爆炸壓力振蕩下降。同時,在阻火器受保護側與未受保護側的壓差的影響下,爆炸壓力再次波動上升,達到第二次峰值,這與圖3(b)的實驗結果是非常吻合的。與圖16對比可知,在長徑比為50的情況下,火焰速度與爆炸壓力波動均較為明顯。

圖17 D=80 mm管道內爆炸壓力隨時間的變化Fig.17 Explosion pressure during explosion in the pipe ofD=80 mm andL1/D=50

3.4 阻火單元厚度和孔隙率的影響

阻火單元對火焰傳播的抑制作用主要體現在孔隙率(波紋高度)、阻火單元的結構(主要是阻火單元的厚度)等物理因素上;同時還受到流體種類、組分、形態和特性以及燃燒區域內壓力和溫度分布變化情況的影響。將這些影響因素按照其影響大小及變化規律組合起來,形成統一描述阻爆過程的數學表達式非常困難,因此一般通過數值模擬的方法研究阻火單元厚度與孔隙率等因素對火焰傳播與熄滅的影響機制。本節首先分別在單倍阻火單元厚度和雙倍阻火單元厚度條件下,通過數值模擬給出了火焰在D=80 mm管道阻火器內的傳播過程,得到了火焰接近阻火單元時傳播速度的變化情況,并判斷火焰是否淬熄。模擬工況長徑比分別為60、70,火焰傳播速度的分布結果如圖18所示。

從圖18中可以看出,隨管道長徑比增加,火焰傳播速度基本呈近似線性上升趨勢。其中雙倍阻火單元厚度的火焰傳播速度值稍低于單倍阻火單元厚度。在長徑比為60的條件下,全部實驗都成功阻火。在長徑比為70的條件下,單倍阻火單元阻火失效,這與2.3節實驗的結果是一致的,說明增加阻火單元厚度可以有效地提高阻火器阻火能力。

圖18 不同阻火單元厚度時的火焰傳播速度Fig.18 Flame propagation velocity with different elements for 6.6%C2H4-air

而不同孔隙率(分別取值為0.3、0.5、0.8)條件下,距離阻火器約200 mm位置時的火焰傳播速度值分布如圖19所示,模擬工況長徑比為50?？梢钥闯?大孔隙率的火焰傳播速度略小于小孔隙率的火焰傳播速度。這主要是因為隨著孔隙率的增大,計算模型中的阻火單元比表面積和狹縫通道尺寸都相應的增大,滲透率也隨之增大。而孔隙和狹縫通道內的流體速度則減小,流動趨于平滑。因此湍動能水平較低,速度梯度較小,導致爆燃火焰在阻火單元內的傳播能力減弱,火焰傳播速度相對較低。這說明隨著孔隙率(波紋高度)的減小,火焰傳播速度呈遞增趨勢,與之前的實驗結果基本一致。

4 爆燃速度與爆炸壓力之間的關系

前期的實驗研究結果顯示[13]:在點火距離相同、點火位置不同情況下,出現了火焰速度較高時阻火器阻火成功,火焰速度較低時阻火器阻火失敗的情況。由此可見,以火焰傳播速度和爆炸壓力為特征的火焰傳播能量是阻火成敗的關鍵,而且兩者之間必然存在著一定的聯系。根據傳熱學理論,預混氣體爆燃速度可用下式進行計算[14]:

圖19 不同孔隙率下火焰傳播速度的比較Fig.19 Flame velocity at different porosities

式中:v為火焰傳播速度;ν為平行板狹縫中熱氣流的運動粘性系數;Pr為Prandtl常數;L為阻火單元厚度;h為阻火單元波紋高度;A為火焰淬熄時邊界層厚度的比值,滿足A=δq/δT,其中δq為熄滅邊界層厚度,δT為熱邊界層厚度;A1為火焰熄滅后的熱氣流在狹縫中繼續傳播一段長度時熄滅邊界層厚度與熱邊界層厚度的比值。

J.P.Botha等[15]在外界壓力為50～200 k Pa條件下,采用預混氣體在燃燒器內進行了熱量損失實驗。實驗結果顯示:單位體積可燃物散失的熱量可以使預混氣體的燃燒速度降低到4 cm/s,減少的這部分熱量足以使火焰淬熄。由于火焰的溫度和產物分子的分解隨壓力的變化改變很小,如果未燃預混氣體的壓力增加,則單位體積混合物燃燒所釋放的熱量也成比例增加,而火焰的體積卻近似不變。因此火焰淬熄實驗中,單位體積火焰散失的熱量應該與壓力成比例。式(1)中:A依賴于火焰絕熱燃燒溫度tf、火焰淬熄溫度tq和壁面溫度tw,A1依賴于熱氣流溫度t1、可燃氣體的最小點火溫度t0和壁面溫度tw,即燃燒火焰散失的熱量與這些參數相關。式(1)成立的前提條件為常壓,但是在實際爆炸過程中,爆炸壓力的增長明顯要高于大氣壓。為了充分考慮增加的壓力對阻火器阻火性能的影響,需要對壓力進行修正。對于乙烯-空氣混合物,結合相關的物性參數,式(1)應修正為:

式中:p0為大氣壓,p為火焰達到阻火器時的爆炸壓力。以波紋高度為0.5 mm的乙烯阻火器為例,通過改變管道長徑比,得到阻爆實驗結果如圖20所示,其中理論曲線是根據式(2)得出的。從圖20中可以看出:理論曲線下方均為阻火點,阻火器成功使火焰淬熄;曲線上方逐漸開始出現非阻火點,阻火器阻火失效。計算結果與實驗數據基本相符,說明該計算方法較為合理。

圖20 波紋高度為0.5 mm的火焰傳播速度Fig.20 Flame velocity for the arrester with a nominal crimp height of 0.5 mm

5 結 論

(1)乙烯-空氣預混氣體爆炸壓力的變化過程可以分為4個階段:等壓燃燒階段、緩慢上升階段、快速上升階段、壓力振蕩階段。在爆炸過程中,由于反射壓力波和火焰相互作用的影響,超壓值出現多次振蕩,壓力振蕩階段一般可持續數十毫秒。乙烯-空氣火焰傳播速度隨管徑增加、阻火單元波紋高度減小呈遞增趨勢;并且隨著阻火單元厚度的增加,阻火器的阻火能力明顯提高。

(2)數值模擬結果顯示:在點火初期,火焰呈球形狀;隨著爆炸的進行,火焰在管道內形成“郁金香”火焰;隨后火焰發生反轉,呈“指尖”狀,同時受反射壓力波的影響,火焰鋒面曲率減小;當火焰鋒面接觸阻火單元時,高溫已燃氣體被其吸收大量熱量,同時在反應區產生的稀疏波作用下,化學反應速率迅速減小,最終導致火焰被熄滅。由此可知,阻火單元對爆燃火焰有著強烈的抑制作用。

(3)實驗和數值模擬結果均顯示:在整個爆炸過程中,火焰速度與爆炸壓力波動較為明顯;同時阻火單元波紋高度(孔隙率)與厚度對爆燃火焰的傳播有著顯著的影響。

(4)結合經典傳熱學理論,采用壓力修正的方法,得到了爆燃條件下乙烯介質火焰傳播速度與爆炸壓力的關系,與實驗結果基本相符合。

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Experimental investigation and numerical simulation of flame propagation and quenching process in the in-line crimped-ribbon flame arrester

Sun Shaochen1,2,Bi Mingshu1,Ding Chunhui2,Hu Xiyu2,Liu Gang2,Feng Yu2
(1.School of Chemical Machinery,Dalian University of Technology,Dalian116024,Liaoning,China; 2.Shenyang Institute of Special Equipment Inspection&Research,Shenyang110035,Liaoning,China)

An experimental system and numerical model were set up to investigate ethylene-air premix deflagration flame propagation and quenching by crimped-ribbon flame arresters in a horizontal pipe, closed at both ends.The deflagration suppression experiment showed that,when the concentration of the flammable gas was close to the stoichiometric ratio(6.6%ethylene by volume),the evolution processes of explosion pressure for the premixed gas of ethylene-air in the pipe(D=32,80,400 mm) could be divided into four stages:isobaric combustion,slow rise,quick rise and pressure oscillation. During the explosion,due to the interaction between the reflected pressure wave and the flame,the overpressure value fluctuated several times,and the pressure oscillation lasted normally tens of milliseconds.The ethylene-air deflagration flame velocity gradually increased with the increase of the pipe diameter and the decrease of the crimp height.Furthermore,the performance of the flame arrester gradually increased with the increase of the element length.The simulation result showed that the flame front was formed in a semi-sphere shape and spread around in the form of laminar diffusion after ignition at the closed end on the left side.When the flame reached the wall,its shape enlarged under the restriction of the pipe.Then the flame velocity at the near wall gradually exceeded that at the pipe axis,and finally a"tulip"flame was formed.A big amount of heat was lost as the flame front contacted the arrester element,under the influence from the rarefaction waves formed in the reaction area, the chemical reaction rate decreased rapidly,and the flame temperature decreased gradually,which resulted in quenching.During the whole explosion process,the pressure wave and the flame velocity were accompanied by drastic fluctuations through the simulation calculation.The influence mechanism of the porosity and the element length on the flame propagation was analyzed numerically.Finally,the relationship between the deflagration flame velocity and the explosion pressure was derived based on the classic theory of the heat transfer and the experimental data.This study will serve as accurate reference for the design and selection of the crimped-ribbon flame arrester.

crimped-ribbon flame arrester;quenching;"tulip"flame;deflagration flame velocity;explosion pressure

O381國標學科代碼:1303510

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0353-12

(責任編輯 王玉鋒)

2015-08-26;

:2016-04-01

國家質檢總局科技計劃項目(2011QK083);沈陽市科技計劃項目(F14-048-2-00)

孫少辰(1983- ),男,博士研究生,工程師;

:畢明樹,bimsh@dlut.edu.cn。