瓦斯爆燃火焰在波紋阻火器內(nèi)淬熄特性分析

陸明飛，叢立新，周軍偉

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 海洋工程學(xué)院，山東 威海 264200)

瓦斯爆燃事故是礦井主要災(zāi)害之一，給煤炭行業(yè)造成了嚴重的人員財產(chǎn)損失。阻火器作為一種使火焰發(fā)生淬熄的阻燃裝置，能夠有效抑制礦井下火焰的傳播?；鹧嬖谄鋬?nèi)部微細通道的淬熄涉及到各種復(fù)雜的現(xiàn)象，如湍流流動、傳熱效應(yīng)、流動不穩(wěn)定性和邊界層等，一直是該領(lǐng)域研究的熱點和難點。

1932年，HOLM等采用燒嘴法首次試驗測量了不同氣體火焰的淬熄直徑。1997年，周凱元提出了熄滅層理論來解釋淬熄，由于忽視了流體的黏性和內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)，在入口火焰速度較大時預(yù)測模型效果并不理想。2005年，宋占兵基于VC++建立了二維火焰在狹縫中的淬熄模型，研究專注火焰在狹縫中的流動狀態(tài)和形狀變化，但模擬條件過于理想忽視了壁面溫度對淬熄的影響。2019年，ARIFF等試驗探究了流動狀態(tài)對火焰淬熄距離的影響。2020年，WAN等采用高速紋影攝影技術(shù)捕捉到了氫/空氣預(yù)混火焰在多孔板組阻火裝置內(nèi)的3種流動現(xiàn)象：“通過”、“淬熄”和“接近極限”。但由于淬熄機理復(fù)雜，淬熄過程迅速，所得結(jié)果在細節(jié)方面仍有不足。

隨著計算機和仿真技術(shù)的發(fā)展，結(jié)果詳細、可控性強的商用CFD軟件已成為解決火焰淬熄問題的主流方法。2014年，溫小萍等模擬了瓦斯爆燃火焰在狹縫中的淬熄得到了與周凱元試驗相似的結(jié)果。2017年，孫少辰等基于波紋型阻火器內(nèi)火焰淬熄模擬提出了孔隙率和阻火單元厚度對火焰?zhèn)鞑サ挠绊憴C制，張建全等和梁勝龍等則著眼于阻火器的擴張腔和擴張角。然而模擬研究針對阻火芯整體，大都忽略了內(nèi)部阻火單元的具體形狀而將其抽象為孔隙率。BERLAD和POTTER很早就已發(fā)現(xiàn)阻火單元的截面形狀對阻火效果有著重要影響。喻健良、胡春明、李江濤等學(xué)者已對絲網(wǎng)、微型圓管和平板狹縫等結(jié)構(gòu)較為簡單的阻火單元進行了二維/三維數(shù)值模擬。而應(yīng)用廣泛的波紋型阻火器的阻火單元，研究相對缺失。且由于其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以通過試驗取得定量的結(jié)果。

因此，筆者針對以往研究的不足，選取波紋阻火器中單一阻火單元為研究對象，基于CFD流體動力學(xué)軟件模擬不同工況下三維火焰在其內(nèi)的淬熄過程，進而得出火焰的淬熄機理。研究主要集中在入口火焰速度和壁面溫度等對火焰淬熄發(fā)展的影響，包括溫度、化學(xué)反應(yīng)速率等。本研究有助于指導(dǎo)阻火器的安裝設(shè)計，為瓦斯的抑燃抑爆提供參考。

1 模型及參數(shù)設(shè)定

1.1 波紋型阻火器阻火單元物理模型

圖1為波紋型阻火器的結(jié)構(gòu)，阻火芯由2層平板夾1層波紋板纏繞而成，板間隙類似于一個個三棱柱狹縫，即波紋型阻火器的阻火單元，火焰的淬熄在這些狹縫內(nèi)發(fā)生。筆者將這些阻火單元統(tǒng)一簡化為如圖2所示的三棱柱，其長40 mm，截面為邊長1 mm的等邊三角形，選擇波紋板的常用的鋁材作為阻火器材料。以當量比為1的甲烷/空氣預(yù)混氣體完全燃燒后所得燃燒產(chǎn)物表示入口處進入的火焰，溫度取絕熱燃燒溫度?；谝酝芯浚? 700 K等溫面代表火焰面的位置。由于入口爆燃火焰速度極快，燃燒至熄滅的過程短暫，因此模型忽略了熱輻射。壁面設(shè)置為厚度為0的恒溫壁面，這也是研究火焰淬熄時采用較多的設(shè)定。

圖1 波紋型阻火器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of crimped ribbon flame arrester

圖2 阻火單元幾何模型Fig.2 Geometrical model of crimped ribbon flame arrester elements

1.2 大渦模擬和燃燒模型

阻火單元內(nèi)火焰的傳播通常為高速可壓縮流?；谶@一問題，通過守恒方程經(jīng)過濾波函數(shù)過濾，結(jié)合本構(gòu)方程和狀態(tài)方程得到描述火焰淬熄過程的大渦模擬(LES)控制方程。在燃燒過程中密度變化較大，為使N-S方程較易封閉，對變量函數(shù)釆用密度加權(quán)(Favre)過濾。其中，表示過濾后的大尺度分量用上標“-”表示，F(xiàn)avre濾波過濾處理用上標“～”表示。

控制方程：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

亞格子應(yīng)力項采用動態(tài)Smagorinsky模型求解：

(6)

(7)

(8)

亞格子熱流和亞格子組分流采用梯度輸運假設(shè)求解：

(9)

(10)

燃燒模型采用有限速率/渦耗散(Finite-Rate/Eddy-Dissipation)模型封閉組分守恒方程 (5)。該模型同時考慮到化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)與湍流混合速率對燃燒時化學(xué)反應(yīng)速率的影響，燃燒速率最終取2種機制影響較小的一方。

(11)

由湍流混合時間尺度控制的反應(yīng)速率如式(12)所示，取最小值：

(12)

(13)

式中，為指前因子；為溫度指數(shù)；為反應(yīng)活化能,J;′為反應(yīng)物的化學(xué)計量系數(shù)；為單位質(zhì)量湍動能耗散率，m/s；為單元湍動能，J/kg；″為生成物的化學(xué)計量系數(shù)；為物質(zhì)的分子量；為質(zhì)量分數(shù)；下標為自由標，Rec為反應(yīng)物，Pro為生成物；和為經(jīng)驗常數(shù)，取4.0，取0.5。

邊界條件和初始條件見表1，2。

表1 邊界條件參數(shù)

表2 初始條件參數(shù)

火焰的傳播和瞬態(tài)溫度密切相關(guān)，取阻火單元中心線上的瞬時溫度來驗證網(wǎng)格的獨立性。如圖3所示，選用了10s作為時間步長和301 536個節(jié)點的空間六面體網(wǎng)格，此時已滿足計算精度，繼續(xù)提升網(wǎng)格密度計算結(jié)果改善并不明顯。

圖3 0.5 ms時不同網(wǎng)格節(jié)點數(shù)和時間步長下狹縫中心線上的溫度分布Fig.3 Temperature distribution along slit centerline at0.5 ms with different grid densities and time steps

2 模型驗證

2.1 試驗案例

數(shù)值計算結(jié)果與以往的平行板甲烷火焰淬熄試驗結(jié)果進行了比較。試驗裝置布置如圖4所示，由長4 m、寬0.11 m、高0.02 m的激波管和其他試驗設(shè)備組成。在有機玻璃窗口G段設(shè)有長192 mm、寬12 mm的平行板狹縫裝置，狹縫間距可調(diào)。本試驗介質(zhì)為體積分數(shù)為9.50%的甲烷/空氣預(yù)混氣。配氣方法是采用靜態(tài)分壓法，試驗時向激波管內(nèi)充預(yù)混氣采用真空充氣的方法，以提高試驗的精確度和可重復(fù)性?？扇細庥秒娀鸹ㄔ诠芏它c燃，點火能量在0.1～25.0 J調(diào)節(jié)。從點火處到激波管窗口之間的距離也可以分段改變，通過改變這個距離和點火能量來獲得火焰進入平行板狹縫時不同的傳播速度?；鹧孢M入狹縫前的傳播速度用火焰?zhèn)鞲衅?、電荷放大器及瞬態(tài)波形存儲器測量獲得。不同狹縫間距下火焰淬熄距離經(jīng)相機B門拍攝觀測，考慮信號傳遞時間和觀測玻璃折射率修正后得出。

圖4 甲烷/空氣預(yù)混火焰淬熄試驗裝置Fig.4 Experimental device of methane/air premixedflame quenching

2.2 模型驗證

由于火焰在微細通道的傳播存在著共性，采用平行板試驗數(shù)據(jù)同樣可以驗證筆者數(shù)學(xué)模型的有效性。因此筆者根據(jù)試驗設(shè)定和結(jié)果，建立長40 mm、寬12 mm、狹縫間距0.4～1.2 mm不等的多組幾何模型，入口火焰速度和試驗一樣都為90 m/s，內(nèi)部為體積分數(shù)9.5%的甲烷/空氣混合氣，其他設(shè)定與本文所建立的數(shù)學(xué)模型相同。如圖5所示，以1 700 K等溫面觀測到的火焰淬熄距離數(shù)值模擬結(jié)果與試驗觀測到的對比，結(jié)果基本一致，驗證了模型的有效性。火焰淬熄距離都隨著狹縫間距的增大而增大，且曲線的斜率也逐漸增大。模擬和試驗結(jié)果間略有誤差，這可能是試驗條件下火焰的不穩(wěn)定性和難以準確控制火焰入口速度在90 m/s所導(dǎo)致的。

圖5 試驗和模擬所得不同狹縫間距下的淬熄距離Fig.5 Quenching distances of experiment andsimulation with different slit sizes

3 甲烷/空氣預(yù)混氣體火焰淬熄過程

本部分重點考查了爆燃火焰在波紋型阻火器中的傳播特征，以入口火焰速度60 m/s的甲烷/空氣預(yù)混火焰為例，探究其在邊長1 mm正三角形截面的阻火單元中的傳播規(guī)律，壁面溫度為300 K。

圖6為波紋型阻火器阻火元件中線面上的溫度分布隨時間的變化。從圖6可以看出，初始時刻，溫度場主要受入口火焰的影響，預(yù)混氣體被點燃后還未及時與火焰面前未燃氣體充分換熱，因此在阻火單元徑向上出現(xiàn)分層，而在縱向上除靠近壁面處溫度基本相同。隨著入口處火焰的進入，熱量通過熱傳導(dǎo)和活性中心的擴散等傳遞到火焰面前方預(yù)混氣體，靠近火焰表面的氣體達到著火點后首先被點燃，燃燒釋放的熱量繼續(xù)傳遞，預(yù)熱更前方的氣體達到燃點。就這樣，未反應(yīng)氣體不斷被加熱進入火焰面，燃燒產(chǎn)物不斷離開火焰面，循環(huán)往復(fù)，使得火焰向前移動。而由于壁面的存在，火焰熱損失隨著火焰的傳播不斷增加，在靠近壁面處形成了低溫的熄滅層。熄滅層厚度隨著熱損失的增加逐漸增加，當火焰發(fā)展到一定程度時交匯，此時火焰發(fā)生淬熄。

圖6 中線面溫度隨時間的變化云圖Fig.6 Change of temperature cloud chart onthe midline plane with time

圖7為在阻火元件中心線1 mm處，0.3～0.8 ms時的縱向溫度變化?？梢钥吹诫S著火焰的傳播，溫度場略有萎縮，這是因為火焰剛開始進入阻火單元時，單元內(nèi)部存在著未燃的預(yù)混氣體，它們在火焰進入后被點燃并釋放熱量。而火焰進入三角單元初始時刻速度較快，時間較短，因此還未來得及與壁面進行換熱，火焰并不穩(wěn)定。隨著單元內(nèi)預(yù)混氣體燃燒殆盡，壁面的散熱量增加，火焰逐漸穩(wěn)定下來，火焰從高溫向低溫的過渡最終趨于穩(wěn)定。其中左側(cè)溫度降低較為明顯；而右側(cè)溫度在一開始略有升高，之后才隨時間的變化而下降。這是由波紋板阻火器阻火單元的獨特形狀導(dǎo)致的，溫度場的左端貼近截面三角形的底面；右端則貼近三角形的頂端，同時受到兩側(cè)壁面夾擊，其通過壁面散失的熱量大于右側(cè)。且頂部由于碰撞銷毀的自由基數(shù)量更多，如圖8所示，隨著火焰的傳播，三角形底面更加貼近活化中心因而獲得更多燃燒釋放的熱量；同時頂部空間較小，可供反應(yīng)的可燃氣體也相對底部較少。因此右端淬熄效果優(yōu)于左端，溫度更快趨于穩(wěn)定。

圖7 中線面1 mm處各時刻的溫度分布Fig.7 Temperature distribution of differenttime at 1 mm of the midline plane

圖8 中線面反應(yīng)速率隨時間的變化云圖Fig.8 Change of reaction rate cloud chart onthe midline plane with time

圖8為在狹縫中線面上的反應(yīng)速率云圖。燃燒化學(xué)反應(yīng)采用單步不可逆甲烷與氧氣燃燒完全反應(yīng)模型進行描述。從圖8可以看到，隨著火焰進入阻火單元距離的增長，壁面對火焰的淬熄效果明顯，靠近壁面位置的燃燒受到抑制，而入口進入的高溫已燃氣體影響逐漸下降，火焰鋒面附近溫度的下降直接導(dǎo)致了燃燒的減弱，反應(yīng)區(qū)域逐漸由一開始與入口等寬的平面逐漸向阻火單元中心收縮，變?yōu)橐粓A曲面，反應(yīng)速率也隨之降低。

火焰的傳播速度由火焰的燃燒速度和流體質(zhì)點的速度組成，燃燒的增強與減弱直接影響火焰鋒面的速度變化。由于黏性作用等，入口火焰在傳播一段距離后流體質(zhì)點速度降低，此時火焰的傳播速度主要依靠單元內(nèi)本身所含有可燃氣體燃燒所釋放的熱量來維持。阻火單元內(nèi)氣體是有限的，燃燒釋放的熱量遠低于壁面處的熱量損失。隨著火焰的傳播，更少的可燃氣體被點燃，釋放的熱量更少，燃燒化學(xué)反應(yīng)速率也更低，反應(yīng)區(qū)域逐漸減小，直至火焰熄滅，火焰區(qū)域逐漸萎縮至圓錐形。減小燃燒化學(xué)反應(yīng)區(qū)域有利于火焰的淬熄，而當阻火單元截面足夠大即燃燒化學(xué)反應(yīng)區(qū)域足夠大時，甚至?xí)霈F(xiàn)火焰分離的現(xiàn)象，即混合氣燃燒產(chǎn)生的火焰脫離入口處火焰，此時火焰很有可能通過阻火器導(dǎo)致阻火器失效。

4 不同工況下火焰淬熄過程

4.1 入口火焰速度影響下火焰淬熄過程

火焰在管道內(nèi)的傳播是一個加速、加壓的過程，在管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ブ磷杌鹌鲿r往往伴隨有極快的速度。圖9為不同速度火焰在壁溫300 K的1 mm邊長正三角形截面阻火單元內(nèi)傳播，0.5 ms時刻的溫度分布云圖以及溫度沿狹縫中心線的變化。可以看到入口速度越大，高溫區(qū)域向前推進的距離越大，火焰?zhèn)鞑サ母h，此時火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x近似與速度大小成正比。且入口速度較大的火焰，高溫向低溫區(qū)的過渡區(qū)域要稍微厚于入口速度較小的火焰。

圖9 0.5 ms時不同入口火焰速度下中線面上的溫度云圖及狹縫中心線上的溫度分布Fig.9 Temperature cloud chart on the midline plane anddistribution along slit centerline at0.5 ms with different inlet flame velocities

圖10為0.5 ms時不同入口火焰速度下，反應(yīng)速率沿狹縫中線的變化?？梢钥吹椒磻?yīng)的活化中心基本與溫度的過渡層位置一致，都隨著入口速度的增加傳播得更遠。同時反應(yīng)速率和反應(yīng)區(qū)域的厚度隨著入口速度的增大而增大。這是由于入口速度增大，不僅加快了高溫區(qū)向前傳播，還使得火焰拉伸越加明顯，同時火焰面更容易發(fā)生褶皺，導(dǎo)致火焰鋒面的面積更大，與氧氣接觸發(fā)生反應(yīng)的面積也就更大。這加劇了燃燒反應(yīng)的劇烈程度，使得反應(yīng)速率增大；反應(yīng)速率越大，反應(yīng)產(chǎn)生的熱量也就更多，熱量通過熱傳導(dǎo)等傳遞給前方未反應(yīng)氣體，使其更快達到著火點，加快了火焰面的傳播速度?？梢钥闯?，火焰速度與反應(yīng)速率之間存在一種相互促進的關(guān)系，一方面較大的火焰速度促使反應(yīng)速率增大，而反過來更大的反應(yīng)速率也加速了火焰的發(fā)展。一般來說，狹窄通道中火焰速度越快，單位時間傳播距離越遠，對前方氣體所做推進功也就越大，火焰的動能損失也就越大。在通道截面一定時，其動能損失與火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x成正比。根據(jù)動能定理，隨著入口處火焰速度的增加，火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x的增長速度應(yīng)逐漸放緩。但由于這種動態(tài)的相互促進關(guān)系的存在，使得火焰燃燒速率提高，加快了火焰的傳播速度，最終呈現(xiàn)出上述傳播距離與入口火焰速度成線性關(guān)系的現(xiàn)象。

圖10 0.5 ms時不同入口火焰速度下狹縫中心線上的反應(yīng)速率Fig.10 Reaction rate along slit centerline at0.5 ms with different inlet flame velocities

圖11為不同壁面溫度下淬熄距離隨入口火焰速度的變化。入口火焰速度越大，火焰的淬熄距離越遠。雖然由于火焰速度與燃燒速率間的相互促進作用，補足了火焰部分動能損失，但隨著反應(yīng)速率的逐漸減小，入口速度較大的火焰動能損失相較速度較低的火焰仍然更多。最終使得圖中曲線的斜率逐漸降低，由入口火焰速度的增加導(dǎo)致的淬熄距離增加逐漸放緩。

圖11 不同壁面溫度下淬熄距離隨入口火焰速度的變化Fig.11 Quenching distance of flame with different inlet flamevelocities at different wall temperatures

4.2 壁面溫度影響下火焰淬熄過程

阻火器的壁面溫度會隨著其使用環(huán)境和使用次數(shù)的變化而變化，因此有必要研究壁溫對爆燃火焰在阻火單元內(nèi)傳播的影響。圖12為入口速度60 m/s火焰在不同壁面溫度 (300，450，600，750 K) 的1 mm邊長正三角形截面阻火單元內(nèi)傳播，0.5 ms時刻的溫度分布云圖以及溫度沿狹縫中心線的變化?？梢钥吹奖诿鏈囟仍酱蟊诿嫣幍臏囟忍荻仍讲幻黠@，同時高溫區(qū)域的寬度和火焰向前推進的距離越大，說明壁面溫度越大越有利于火焰在狹縫中的傳播。與圖9(b)中不同入口火焰速度下觀察到的高溫段不同，圖12(b)中火焰的高溫段幾乎完全重合，僅在溫度梯度變化處出現(xiàn)分離。說明不同壁面溫度下，火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x的增加主要是高溫向低溫的過渡區(qū)域厚度的增加。

圖12 0.5 ms時不同壁面溫度下中線面上的溫度云圖和狹縫中心線上的溫度分布Fig.12 Temperature cloud chart on the midline plane anddistribution along slit centerline at 0.5 ms with differentwall temperatures

圖13為不同壁面溫度下的反應(yīng)速率云圖。隨著壁溫的增加，反應(yīng)活化中心更加靠前。反應(yīng)活化中心的最大反應(yīng)速率基本都在0.8 kmol/(m·s)左右，且反應(yīng)速率在0.35 kmol/(m·s)以上的區(qū)域面積基本一致，靠近壁面兩側(cè)的反應(yīng)速率增加較為明顯。這導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑コ跗诒诿鏈囟葘鹧娴娜紵俣鹊挠绊懖⒉淮蟆?/p>

圖13 0.5 ms時不同壁面溫度下中線面上的反應(yīng)速率云圖Fig.13 Reaction rate cloud chart on the midlineplane at 0.5 ms with different wall temperatures

圖14為狹縫中線1 mm處0.5 ms時不同壁面溫度下的縱向溫度變化?？梢钥吹?，雖然狹縫兩側(cè)受壁面影響，溫度各不相同，但在縱向上0.2～0.6 mm的部分溫度基本保持一致。這也就解釋了為何壁面溫度在火焰?zhèn)鞑ミ^程中對反應(yīng)活化中心的影響并不大。雖然壁面溫度的增加有利于未燃反應(yīng)氣體的預(yù)熱，但其值仍然遠小于傳播過程中甲烷/空氣爆燃火焰的溫度，預(yù)熱效果有限。而高溫的已燃氣體的熱傳導(dǎo)和燃燒釋放的熱量巨大，這是造成未燃氣體預(yù)熱和火焰?zhèn)鞑サ闹饕颉?/p>

圖14 0.5 ms時不同壁面溫度下中線面1 mm處溫度分布Fig.14 Temperature distribution at 1 mm of the midlineplane with different wall temperatures at 0.5 ms

圖15 不同入口火焰速度下淬熄距離隨壁面溫度的變化Fig.15 Quenching distance of flame with different walltemperatures at different inlet flame velocities

圖15為不同入口火焰速度下淬熄距離隨壁面溫度的變化。淬熄距離隨著壁面溫度的增加而增加，且入口火焰速度越大增加越明顯。較高的壁面溫度降低了壁面的散熱能量，不利于通過壁面將燃燒釋放的熱量傳遞出去，這會導(dǎo)致熄滅層厚度減小，火焰的淬熄距離增加，最終導(dǎo)致火焰穿過阻火器，造成阻火器失效。

5 結(jié) 論

(1)火焰在波紋型阻火器阻火單元內(nèi)的傳播受到入口處火焰和內(nèi)部燃燒化學(xué)反應(yīng)的共同作用。隨著火焰的傳播，燃燒化學(xué)反應(yīng)逐漸占據(jù)主導(dǎo)。

(2)火焰速度和燃燒化學(xué)反應(yīng)速率間存在相互促進關(guān)系，入口火焰速度150 m/s時的最大燃燒反應(yīng)速率是30 m/s時的2倍。入口火焰速度越小，淬熄距離越短，但影響逐漸降低。

(3)壁面溫度改變對化學(xué)反應(yīng)速率影響較小,實驗條件下不同溫度下最大燃燒反應(yīng)速率都在最大反應(yīng)速率基本都為0.8 kmol/(m·s)。提高壁面溫度將阻礙壁面散熱，使得熄滅層厚度減小，淬熄過程延遲。