波紋板阻爆燃型阻火器對丙烷－空氣預(yù)混火焰的淬熄研究＊

王魯慶，馬宏昊，沈兆武，李雪交

（中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)中國科學(xué)院材料力學(xué)行為和設(shè)計重點實驗室，安徽合肥230027）

波紋板阻爆燃型阻火器對丙烷－空氣預(yù)混火焰的淬熄研究＊

王魯慶，馬宏昊，沈兆武，李雪交

（中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)中國科學(xué)院材料力學(xué)行為和設(shè)計重點實驗室，安徽合肥230027）

根據(jù)我國石油氣體管道阻火器實驗的國家標準（GB13347—92），對6組ⅡA類氣體波紋板阻爆燃型阻火器進行了實驗探究，得到了相應(yīng)的阻火速度。實驗結(jié)果表明：阻火器擴張比、阻火芯狹縫通道長度以及狹縫截面形狀是影響阻火速度的主要因素。通過分析以上3個因素對阻火速度的影響，得出了阻火速度與阻火器基本參數(shù)的擬合公式。結(jié)果表明：阻火速度與狹縫通道的長度、擴張比的平方成正比，與狹縫截面三角形的特征尺寸成反比。

爆燃阻火器；波紋板；阻火速度；擴張比；狹縫

可燃氣體運輸廣泛應(yīng)用于發(fā)電、制藥、造紙、石油化工廠等工業(yè)生產(chǎn)中，當(dāng)氣體泄漏遇到明火時會發(fā)生爆炸，帶來災(zāi)難性的后果。因此，阻爆轟或阻爆燃型阻火器是必不可少的安全裝置。20世紀70年代的加拿大亞伯達市，由于阻火器設(shè)計或安裝的漏洞，每年有約30起爆炸事故發(fā)生［1］。在真正意義上的阻火器出現(xiàn)之前，許多關(guān)于火焰淬熄的研究已經(jīng)展開。W．Payman等［2］指出，火焰能否穿過小直徑管道取決于火焰的傳播速度；J．M．Holm［3］通過實驗研究得出，相比于管道壁面的熱傳導(dǎo)率，影響火焰淬熄的最主要的因素是狹縫的尺寸；N．Iida等［4］通過紋影實驗研究了丙烷－空氣預(yù)混火焰在狹縫中傳播的瞬時形態(tài)，并指出火焰能否穿過平板狹縫通道取決于預(yù)混氣體的平衡比、狹縫寬度及火焰進入狹縫的速度。另一方面，壁面上的火焰淬熄也是研究者關(guān)注的問題。Z．Che等［5］采用實驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的手段，結(jié)合詳細的化學(xué)反應(yīng)機理，研究了不同材料的狹縫壁面上火焰的燃燒特性。

點燃碳氫化合物與空氣或氧氣的混合物會產(chǎn)生嚴重的后果，而商業(yè)阻火器被認為是可以有效降低此類風(fēng)險的設(shè)備。阻火器由阻火芯和焊接連接法蘭的擴張腔組成，擴張腔可以有效地降低火焰?zhèn)鞑ミM入阻火芯的速度。通常可以按照阻火器的固定位置將阻火器分為兩大類，即管間阻火器和管端阻火器。在阻火器阻爆實驗時，如果火焰通過阻火器，則在管道尾端會出現(xiàn)火光，并伴隨著巨大的聲音；相反的，若阻火器成功達到阻火的目的，氣體爆炸聲音就比較沉悶。G．L．Broschka等［6］的研究表明，阻火器能否成功阻火依賴于測試系統(tǒng)中阻火器的固定位置、點火源位置及火焰速度。波紋板阻火器是現(xiàn)今最常用的阻火器類型，針對此類阻火器，D．Lietze［7］較為詳盡地總結(jié)了有關(guān)其阻火極限的研究工作，可以為阻火器的設(shè)計及研究工作提供理論依據(jù)。

工業(yè)生產(chǎn)中，阻火器的設(shè)計思想是根據(jù)使用場所的需求，達到阻火要求，并盡可能減小流阻。但實際設(shè)計時，一般以阻火芯中三角形狹縫的大小（或疏密程度）為主要出發(fā)點，忽略阻火器擴張比、狹縫截面形狀對阻火速度的影響。擴張腔是阻火器必不可少的結(jié)構(gòu)，然而，關(guān)于擴張比對阻火速度影響的研究卻很少；同時，狹縫形狀對阻火速度的影響也少有研究，僅僅將其看作等邊三角形，或是僅考慮三角形的密度。本文中，采用不同設(shè)計參數(shù)的波紋板型爆燃阻火器進行實驗，分析阻火器尺寸參數(shù)對阻火速度的影響，并擬合出阻火速度與阻火器尺寸參數(shù)的關(guān)系式，以期為阻火器的設(shè)計提供參考。

1 實驗裝置與實驗方法

1．1 阻火器的基本尺寸參數(shù)

實驗所用阻火器均屬于ⅡA類氣體阻火器，適用于許多常見的可燃氣運輸（如丙烷、甲烷等）。選取6組直徑為50mm的阻火器為被測試對象，其編號分別為A1、B1、A2、B2、A3、B3。圖1為兩種類型阻火器的示意圖，A類阻火器擴腔內(nèi)僅含一層波紋板阻火芯，B類阻火器擴腔內(nèi)含有兩層波紋板阻火芯，并以厚度為2．2mm的不銹鋼制星形圈隔開。除阻火芯狹縫的傾斜方向不同外，B類阻火器內(nèi)阻火芯的其他參數(shù)均與具有相同下標的A類阻火芯完全相同。

圖1 兩種類型的阻火器Fig．1 Skematic of two types of flame arrestors

阻火器的基本尺寸參數(shù)可以直接測量得到，結(jié)果如表1所示。入口直徑，即管道直徑d＝50mm。阻火芯可直接從擴張腔中拆除，從而測量得到其參數(shù)。圖2為阻火芯、狹縫通道尺寸示意圖，其中b為阻火芯厚度；α為狹縫與豎直方向的夾角；D為阻火芯的直徑，因此阻火器的擴張比為β＝D／d。對于單個狹縫，其截面尺寸可以通過顯微鏡進行測量。波紋板阻火芯的通道截面可以近似地看作等腰三角形，其中a為底邊長，h為三角形的高，γ為底角。

圖2 波紋板阻火芯與狹縫示意圖Fig．2 Sketch of narrow channel of the crimped metal ribbon element

表1 阻火器基本參數(shù)測量結(jié)果Table 1 Basic parameters of crimped metal ribbon elements

1．2 阻火實驗裝置與方法

圖3為測量阻火器的阻火速度的實驗裝置，可分為管道系統(tǒng)、配氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)及測量系統(tǒng)4部分。阻火器與起爆端的間距為6m，阻火器后的管道長度為4m。采用靜態(tài)等容分壓配氣法將各種氣體通入配氣罐，形成預(yù)混氣。預(yù)混氣為滿足當(dāng)量比的丙烷－空氣混合氣，為提高燃燒效果，可適當(dāng)加入氧氣。預(yù)混氣中丙烷的濃度為4．3±0．2%，靜置至少4h，以達到均勻混合的效果。測量阻火速度前，首先用真空泵將密閉管道抽真空；隨后將預(yù)混氣導(dǎo)入管道內(nèi)，使管內(nèi)氣壓達到101．325kPa，靜置10min；然后將管道尾端的法蘭打開，通過放電器放電立即引爆管內(nèi)氣體。管道壁面放置4組（8個）光電傳感器，相鄰兩組傳感器之間的距離為50mm，其中3組在阻火器前，1組在阻火器后，阻火器兩側(cè)最近的傳感器之間的距離為200mm。氣體爆炸后，火焰加速運動，當(dāng)火焰?zhèn)鞑ソ?jīng)過光電傳感器時，傳感器采集的光信號經(jīng)過電荷放大器轉(zhuǎn)換為電信號，在計算機上可以顯示每個通道的峰值。通過記錄每組信號峰值的時間差，計算得到火焰速度，并將第3組傳感器測得的火焰速度作為阻火速度。如果阻火器后的傳感器有信號，說明火焰?zhèn)鞑ネㄟ^了阻火器；反之，火焰在阻火芯狹縫中淬熄，即成功阻火。

圖3 阻火實驗裝置圖Fig．3 Sketch of experimental system of flameproof velocity

實驗中可以通過適當(dāng)調(diào)節(jié)丙烷濃度改變火焰的速度。由于爆燃火焰的傳播受環(huán)境因素影響，例如當(dāng)天的溫度、氣壓、濕度等，因此同一配比下混合氣爆炸后得到的火焰速度可能出現(xiàn)較大的波動。除此之外，法蘭連接部分、閥門以及管道內(nèi)部的不平滑等會導(dǎo)致產(chǎn)生湍流或沖擊波，使火焰速度不穩(wěn)定?；谝陨显?，每個阻火器都需要進行多次實驗，以確定其阻火速度。

2 阻火速度的影響因素

2．1 狹縫通道長度

理論上講，隨著阻火芯厚度的增加，阻火速度上升。K．N．Palmer等［8］得到了可以用于預(yù)測阻火器阻火速度（v）的半經(jīng)驗公式：

式中：N為單位面積（1cm2）內(nèi)狹縫截面三角形的數(shù)量，L為阻火芯的厚度。K．N．Palmer等［8］認為，對于低速爆燃火焰，火焰的淬熄是由于阻火芯的熱傳導(dǎo)作用，如果傳熱量超過某一個特定的臨界值，火焰就會熄滅，從而達到阻火的目的。然而，式（1）中忽略了狹縫截面三角形的形狀，因此預(yù)測結(jié)果較為不準確［9］。周凱元等［10］經(jīng)過阻火器實驗和平板狹縫實驗發(fā)現(xiàn)，冷壁效應(yīng)是爆燃火焰淬熄的主要原因。對于速度低于300m／s的爆燃火焰，阻火速度滿足的關(guān)系式為：

當(dāng)火焰速度超過300m／s，式（2）的誤差將會增大。式（1）和式（2）將阻火芯的厚度作為狹縫的長度，忽略了傾斜角的影響。事實上，由于狹縫傾斜角的存在，狹縫實際長度會大于阻火芯的厚度，為b／cosα。由表1可知，若考慮傾斜角，相比于式（1）和式（2），通道的長度將會增加6%～14%。

2．2 狹縫截面形狀

式（1）僅考慮了三角形的面積。若忽略組成狹縫的不銹鋼片厚度（0．2mm），對于截面面積相同的三角形狹縫通道，單位面積上的三角形數(shù)量也是相同的，因此得到的阻火速度也是相同的，這顯然是不準確的。而式（2）將三角形看作等邊三角形，與實際的尺寸相差較大（見表1）。根據(jù)A．L．Berlad等［11］的理論，狹縫橫截面上活性粒子（active particle）的濃度可以通過求解偏微分方程得到，即：

式中：c為活性粒子的濃度，c0為單位時間單位體積內(nèi)產(chǎn)生的活性粒子數(shù)量，Di為某一類活性粒子的擴散系數(shù)（diffusion coefficient），本文中即為丙烷－空氣混合氣中活性粒子的擴散系數(shù)。由于在三角形邊界上活性粒子的濃度為零，因此式（3）對應(yīng)的邊界條件為：

對于截面面積相同的三角形，若底邊角減小，則邊界層效應(yīng)必然增加，對阻火是有利的。以面積為為例，式（3）的解見圖4，其中cave為活性粒子的平均濃度。分析結(jié)果可知，隨著三角形底角的減小，三角形的水力學(xué)直徑（面積與濕潤周長之比的4倍）隨之減小，導(dǎo)致活性粒子濃度的降低。

圖4 面積為槡3／2mm2的活性粒子濃度云圖Fig．4 Contours of numerical concentration of active particles

由圖4可知：當(dāng)γ＝60°時，活性粒子最大濃度為0．028c0／Di；當(dāng)γ＝30°時，最大濃度為0．020c0／Di，且平均濃度從0．012 5c0／Di降為0．007 9c0／Di。對于單位厚度的三角形，活性粒子的總量為：

式中：CT為活性粒子的總量，τi為活性粒子相鄰兩次有效碰撞發(fā)生相隔的時間（time between effective collisions），υt為反應(yīng)速度。當(dāng)反應(yīng)速度相同時，阻火速度也是相同的。因此，對于截面面積相同的狹縫，隨著底角的減小，阻火速度增加。

2．3 擴張比

K．N．Palmer等［8］指出，阻火器的阻火速度隨著氣體爆炸壓力的升高而降低。也就是說，如果阻火芯前的爆燃壓力降低，則阻火器的阻火速度將會增加，阻火器的擴張腔符合該要求。由于管道尾端是開放的，因此管內(nèi)的壓力可視為是不變的［15］。在這種情況下，我們做如下假設(shè)：火焰進入擴張腔的瞬間，化學(xué)反應(yīng)引起的變化可忽略，且動量守恒。在此假設(shè)下，火焰進入擴張腔的速度將會變?yōu)樵瓉淼?／β2。為驗證此假設(shè)，利用Fluent6．3．23建立了三維的狹縫模型，并對6組阻火器進行模擬。以阻火器A1（B1）為例，圖5顯示了中心切片的溫度云圖。由圖5可知，兩狹縫的出口處溫度均為800K左右。由于入口處絕熱燃燒溫度為2 300K，高于實際情況下的溫度，因此出口處的實際溫度應(yīng)低于800K。再者，由于未燃燒的氣體在流動，其自點火溫度應(yīng)該大于靜止?fàn)顟B(tài)下丙烷的自點火溫度723K。因此，狹縫后的未燃燒氣體不會被點燃，阻火成功，上述假設(shè)是合理的。

圖5 阻火器A1、B1的溫度云圖Fig．5 Temperature contours of A1and B1arrester

3 實驗結(jié)果與討論

圖6為6組阻火器實驗中火焰速度的測量結(jié)果，其中橫坐標為實驗編號，縱坐標為按照國家標準（GB13347—92）確定的阻火速度?？梢钥闯觯簩τ谧杌鹦境叽缦嗤淖杌鹌?，相比于僅含一層阻火芯的阻火器，含兩層阻火芯時，其阻火速度明顯增加，說明阻火速度隨著狹縫長度的增大而增加。在式（1）和式（2）中，當(dāng)其他參數(shù)不變時，阻火速度與阻火芯厚度成正比，實驗中也發(fā)現(xiàn)該規(guī)律。分析圖6中火焰速度的數(shù)值可知，雙層阻火芯的阻火速度與單層阻火芯的阻火速度之比分別為1．80、2．03、1．79，比值非常接近。另外，對于厚度與狹縫截面三角形完全相同的阻火芯，若通道的傾斜角不同，則通道的實際長度也不同，從而造成阻火速度的差異。因此，對于爆燃火焰，阻火速度正比于b／cosα。

圖6 阻火速度柱狀圖：紅色代表火焰通過阻火器；綠色代表火焰未通過阻火器；藍色代表此速度下火焰有時通過阻火器，有時不通過；黑色表示最終確定的阻火速度Fig．6 Histogram of flame velocity to determine the flameproof velocity．Red：passed through．Green：failed to pass thourgh．Blue：Sometimes passed，sometimes failed．Black：flameproof velocity

由表1可知，A1（B1）的狹縫截面明顯小于A2（B2），其他參數(shù)相差不大；圖6中，A1和A2（B1和B2）的阻火速度分別為303和196m／s（544和397m／s），說明截面三角形的尺寸也會影響阻火速度。以往的研究通常忽略截面形狀的影響，或?qū)⑵洚?dāng)作等邊三角形進行處理。由1．3節(jié)中偏微分方程的解可知，該近似是不準確的。本文中將截面三角形看作等腰三角形，計算得出，對于截面積相同的三角形，底角越小，阻火速度越高，因此可以將作為影響阻火速度的特征尺寸。當(dāng)γ＝60°時，該特征尺寸退化為等邊三角形的高。

由表1可知，A2（B2）和A3（B3）的擴張比分別為2．02和2．90，其他參數(shù)相差不大；圖6中，A2和A3（B2和B3）的阻火速度分別為196和508m／s（397和909m／s），說明增大擴張比可以顯著提高阻火器的阻火速度。當(dāng)爆燃火焰?zhèn)鞑ミM入擴張段時，火焰在擴張段入口處發(fā)生繞射形成膨脹波，沖擊波與化學(xué)反應(yīng)區(qū)解耦，導(dǎo)致溫度和壓力的降低，進而使火焰速度降低，甚至發(fā)生“熄爆”現(xiàn)象。鄭有山等［12］等通過對變截面管道內(nèi)瓦斯爆炸的數(shù)值模擬也發(fā)現(xiàn)了這種現(xiàn)象。結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果可知，火焰進入擴張腔后，其速度將變?yōu)樵瓉淼?／β2。

以下利用量綱分析方法推導(dǎo)阻火速度與阻火器尺寸的關(guān)系。為構(gòu)造量綱一參量，引入聲速cs。在上述討論中，我們得知狹縫長度、狹縫截面形狀及擴張比均是影響阻火速度的因素。因此有：

結(jié)合上文對影響阻火器阻火速度因素的分析，式（6）可以改寫為：

將測得的阻火速度與阻火器基本參數(shù)代入式（7），可以得到關(guān)系式如下：

對于狹縫通道長度這一因素，我們將通道看作長為b／cosα的直通道，忽略傾斜角的影響。理論上講，式（8）中的截距應(yīng)為零，但是阻火芯厚度通常超過15mm，因此由實驗數(shù)據(jù)擬合得到的擬合公式是合理的。由圖7可知，式（8）基本上將阻火點與不阻火點分開，說明該擬合公式是非常有效的。該擬合公式考慮了狹縫形狀、擴張比和狹縫實際長度等因素，因此相比于式（1）和式（2），預(yù)測結(jié)果更精確。需要指出的是，式（8）僅適合爆燃情況，對于爆轟火焰，由于能量的傳遞方式為沖擊壓縮波而不是熱傳導(dǎo)，因此式（8）是不合適的。

為提高阻火器的阻火速度，不能機械地改變3個因素。阻火芯的厚度通常情況下在15～25mm之間，不能無限增加；擴張比過大時會造成阻火器本身強度降低；狹縫截面過小時會造成流阻的增加。這些對阻火器都是不利的，因此在設(shè)計阻火器時應(yīng)該綜合3方面進行考慮。值得注意的是，在實驗中發(fā)現(xiàn)阻火器成功阻火（第四組傳感器未觸發(fā)），但是在管道的尾部仍出現(xiàn)火光的情況，說明發(fā)生了二次爆炸。由此可知，除火焰穿過阻火器導(dǎo)致氣體燃燒之外，火焰熄滅后的熱氣流也可能點燃阻火器后方氣體。熱氣流通過狹縫后，散熱條件的改變可能使混合氣被點燃。因此，利用式（8）設(shè)計阻火器時，應(yīng)該預(yù)留一段阻火芯的厚度，使沖擊波的強度衰減到不足以點燃混合氣，或使熱氣流的溫度下降到混合氣的著火點以下。

圖7 阻火情況Fig．7 Quenching condition of flames

4 結(jié) 論

對6組波紋板阻火器進行了系統(tǒng)的阻火實驗，得到了相應(yīng)的阻火速度，并通過數(shù)值模擬探究了阻火速度與阻火器基本參數(shù)之間的關(guān)系，所得結(jié)論如下：（1）阻火器的阻火速度與狹縫通道的長度成正比；（2）狹縫截面積一定時，阻火速度隨著三角形底角的減小而增加，因此預(yù)測阻火器的阻火性能時，除了考慮三角形的大小與疏密外，還需要考慮三角形的形狀；（3）當(dāng)爆燃火焰進入擴張腔時，火焰速度降低為原來的1／β2，即增大擴張比可以大幅度地提高阻火速度；（4）結(jié)合實驗結(jié)果，推導(dǎo)出了阻火速度與阻火器基本參數(shù)的擬合公式，對于ⅡA類氣體DN50的波紋板阻火器的設(shè)計與生產(chǎn)具有指導(dǎo)意義。

［1］ Mendoza V A，Smolensky V G，Straitz J F．Do your flame arrestors provide adequate protection？：Loss prevention／reliability［J］．Hydrocarbon Processing，1998，77（22）：63－69．

［2］ Payman W，Wheeler R V．The propagation of flame through tubes of small diameter［J］．Journal of the Chemical Society Transactions，1918，113（2）：36－45．

［3］ Holm J M．On the initiation of gaseous explosions by small flames［J］．Philosophical Magazine，1932，14（89）：18－56．

［4］ Iida N，Kawaguchi O，Sato G T．Premixed flame propagating into a narrow channel at a high speed，part 1：Flame behaviors in the channel［J］．Combustion and Flame，1985，60（3）：245－255．

［5］ Che Z，Wong T N，Nguyen N T．Heat transfer enhancement by recirculating flow within liquid plugs in microchannels［J］．International Journal of Heat and Mass Transfer，2012，55（7／8）：1947－1956．

［6］ Broschka G L，Ginsburgh I，Mancini R A，et al．A study of flame arrestors in piping systems．Even officially approved flame arrestors must be used only under the exact conditions for which they were tested and approved［J］．Plant／Operations Progress，1983，2（1）：5－12．

［7］ Lietze D．Crimped metal ribbon flame arrestors for the protection of gas measurement systems［J］．Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2002，15（1）：29－35．

［8］ Palmer K N，Tonkin P S．The quenching of propane－air explosions by crimped－ribbon flame arresters［J］．International Chemical Engineering Symposium Series，1963，15：15－20．

［9］ Rogowski Z W．Flame arresters in industry［J］．International Chemical Engineering Symposium Series，1980，58：53－65．

［10］ 周凱元，李宗芬．波紋板阻火器對爆燃火焰淬熄作用的實驗研究［J］．中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)學(xué)報，1997，27（4）：449－454．Zhou Kaiyuan，Li Zongfen．The quenching of deflagration by crimped－ribbon flame arresters［J］．Journal of University of Science and Technology of China，1997，27（4）：449－454．

［11］ Berlad A L，Potter A E．Prediction of the quenching effect of various surface geometries［C］∥5th Symposium（International）on Combustion．New York：Reinhold Publishing Corporation，1955：728－735．

［12］ 鄭有山，王成．變截面管道對瓦斯爆炸特性影響的數(shù)值模擬［J］．北京理工大學(xué)學(xué)報，2009，29（11）：947－949．Zheng Youshan，Wang Cheng．Numerical simulation for the influence of variable cross－section tube on explosion characteristics of methane［J］．Transactions of Beijing Institute of Technology，2009，29（11）：947－949．

Quenching of crimped ribbon deflagration arrestor by propane－air premixed flame

Wang Luqing，Ma Honghao，Shen Zhaowu，Li Xuejiao

（CAS Key Laboratory of Mechanical Behavior and Design of Materials（LMBD），University of Science and Technology of China，Hefei 230026，Anhui，China）

According to the national standards of oil and gas pipeline fire test in China（GB13347—92），six DN50crimped ribbon deflagration arrestors belonging to GroupⅡA were tested by experiments，and the flameproof velocity of every single arrestor was obtained．The experimental results show that the expansion ratio，the length of the narrow channel and the cross－section of the narrow passage are the three dominant factors that influence the flameproof velocity．Based on this analysis，the relation between the flameproof velocity and the expansion ratio，the thickness of the crimped ribbon element and the cross－section of the narrow passage were presented．The results indicate that the flameproof velocity is proportional to the length of the narrow channels and the square of expansion ratio，whereas it is inversely proportional to the feature size of the cross－section．This study can provide guidance in the design and manufacture of crimped ribbon deflagration arrestors．

deflagration arrestors；crimped ribbon；flameproof velocity；expansion ratio；narrow channels

O381國標學(xué)科代碼：1303510

A

10．11883／1001－1455（2017）04－0766－07

（責(zé)任編輯 王玉鋒）

2015－12－18；

2016－04－11

國家自然科學(xué)基金項目（51674229，51374189）

王魯慶（1990－ ），男，碩士；通信作者：馬宏昊，hhma＠ustc．edu．cn。