泄压条件下管道内瓦斯爆炸传播的氮气阻爆

矿井瓦斯爆炸发生后,采用灭火剂进行阻爆,将有助于从根本上消除爆炸的灾难性后果。本文在爆炸管道上设置双喷头,探索喷出N_2来实现阻爆和熄灭火焰。对于四周保持密闭的平直管道,采用不同压力将氮气喷出,但均未能阻止爆炸火焰沿管道的传播。在管道下表面设置开口进行泄压后,可以观测到爆炸过程中大量的高温气团和预混气从该开口流出,并在开口外继续发生反应。结合侧向泄压,当双喷头中左喷头(第二喷头)不喷N_2时,右喷头(第一喷头)所喷N_2在各个压力下也仍未能实现阻爆。但当左喷头(第二个喷头)压力在0.1 MPa及以上时,均能实现阻爆。并且双喷头所喷N_2压力越大,爆炸火焰被阻止和熄灭的位置越靠前。通过侧向泄压使管道内的反应变弱是有利于阻爆的第一个主要原因。侧向泄压使管道内爆炸火焰的传播速度下降,从而喷出更多氮气并获得更长的时间来对预混气进行充分稀释,这是实现阻爆和熄灭火焰的第二个主要原因。     

泄压条件下管道内瓦斯爆炸传播的氮气阻爆

矿井瓦斯爆炸发生后,采用灭火剂进行阻爆,将有助于从根本上消除爆炸的灾难性后果。本文在爆炸管道上设置双喷头,探索喷出N₂来实现阻爆和熄灭火焰。对于四周保持密闭的平直管道,采用不同压力将氮气喷出,但均未能阻止爆炸火焰沿管道的传播。在管道下表面设置开口进行泄压后,可以观测到爆炸过程中大量的高温气团和预混气从该开口流出,并在开口外继续发生反应。结合侧向泄压,当双喷头中左喷头（第二喷头）不喷N₂时,右喷头（第一喷头）所喷N₂在各个压力下也仍未能实现阻爆。但当左喷头（第二个喷头）压力在0.1 MPa及以上时,均能实现阻爆。并且双喷头所喷N₂压力越大,爆炸火焰被阻止和熄灭的位置越靠前。通过侧向泄压使管道内的反应变弱是有利于阻爆的第一个主要原因。侧向泄压使管道内爆炸火焰的传播速度下降,从而喷出更多氮气并获得更长的时间来对预混气进行充分稀释,这是实现阻爆和熄灭火焰的第二个主要原因。     

泄爆条件对预混H2/空气燃爆特性影响的数值模拟

为研究泄爆口处破膜压力对管道内可燃气体燃爆特性的影响,基于大涡模拟（LES）和Zimont燃烧模型,在泄爆口不同破膜压力条件下（0.1MPa、0.3MPa、0.5MPa、0.7MPa）,对预混H₂/空气燃爆过程开展三维数值模拟。结果表明：在大长径比管道内,由于管壁作用、声波震荡作用及火焰的不稳定性,各工况条件下火焰传播速度曲线存在3个波峰、2个波谷;除破膜压力为0.1MPa工况外,泄爆口开启产生减速效应,使各工况条件下的火焰传播速度相比于密闭管道均下降;各工况的管内压力在泄爆口开启后整体呈下降趋势,且泄爆口的破膜压力越小,管内压力峰值越小;对比密闭管道,各工况的压力上升速率均有不同程度的降低,爆炸强度减弱,破膜压力为0.3MPa时,压力上升速率的下降幅度最大,泄爆效果最好。     

不同管长条件下连通容器预混气体泄爆实验

通过容器与管道的连接组合,改变管道长度,开展不同管道长度的连通容器预混气体等容爆炸与泄爆实验,分析在密闭爆炸与相同泄爆面积条件下,管道长度的变化对连通容器中火焰传播与容器内压力的影响。实验结果表明：火焰在管道中加速传播,随管道长度的增加,传播速率加快;无论是密闭爆炸或是泄爆,连通条件下容器的最大压力上升速率均高于单个容器的情况;连通容器等容爆炸时,传爆容器的压力峰值随管长的增加而增加;泄爆时,传爆容器的泄爆压力峰值超过其单容器泄爆的压力峰值,特别是传爆容器为小容器时,压力峰值更高;随管长的变化情况,与相应密闭条件下的等容爆炸压力密切相关,但变化趋势不完全一致,受容器泄爆面积、火焰传播等多种因素的影响。     

连通容器内预混气体泄爆过程

对甲烷-空气预混气体在连通容器内的泄爆过程进行了实验研究,与密闭容器爆炸过程进行了比较,研究了连通容器泄爆过程中压力的变化规律,分析了气体浓度和泄爆方式对连通容器泄爆过程的影响。结果表明,连通容器泄爆过程中,压力最大值通常出现在管道末端,由于震荡在球形容器内产生真空压力;与略低于化学计量比浓度相比,甲烷体积浓度略高于化学计量比浓度时,连通容器内爆炸压力增加,这种情况与单个密闭容器气体爆炸相同;两个泄爆口泄爆能较好地降低连通容器内最高爆炸压力,而仅采用一个泄爆口泄爆并不能显著降低容器内的最大爆炸压力。研究结论为工程上连通容器的泄爆安全设计提供重要参考。     

电接点压力表实现氮气定型系统压力自动控制

氮气定型压力系统为轮胎定型提供压力,为了保证单台硫化机对定型压力的需求,定型压力系统的压力需要控制在0.24MPa-0.28MPa之间,工程部计划将氮气硫化结束后的回收氮气作为定型氮气使用,但目前回收氮气的压力在一般情况下可达到0.3MPa以上,目前定型压力系统的压力控制主要采用人工频繁的去手动排放氮气实现对氮气定型压力系统的减压,只有产量很少的情况下偶尔会打开定型氮气增压阀向氮气定型压力系统进行增压。因此考虑主要通过自动排放减压方式对定型氮气系统压力进行调节,自动改造后能使氮气定型压力系统工作稳定可靠,同时降低工作人员工作量,采用电接点压力表实现氮气定型压力的自动控制改造即经济也可靠。     

通过SHS法在氮气气氛下直接合成碳氮化钛

用自蔓延高温合成法(SHS)直接合成碳氮化钛的实验研究是在氮气气氛下利用钛和炭粉末制成的压块试样的燃烧进行的。本实验研究了试样的生坯密度、氮气压力和稀释剂的含量对转化率以及焰锋速度的影响。对于未稀释的试样,获得低的氮气摄取,主要是由于在反应过程中金属钛的过量熔融。试验结果表明,为了获得完全的转化,需要添加稀释剂TiN。本研究合成了TiC0.7N0.3、TiC0.5N0.5、TiC0.3N0.7这3种化学计量碳氮化物。所需的稀释剂含量和氮气压力依据最终产物的氮含量而增加。TiC0.7N0.3是将组成为0.9Ti+0.7C+0.1TiN的试样,在0.62MPa或更高的氮气压力下完全转化而成。TiC0.5N0.5和TiC0.3N0.7的合成需要更多的稀释剂和更高的氮气压力,分别是在1.14MPa的氮气压力下用组成为0.7Ti+0.5C+0.25TiN的试样合成的,及在1.65MPa的氮气压力下以0.6Ti+0.3C+0.4TiN的试样合成的。     

球形容器与管道内甲烷-空气混合物爆炸强度的尺寸效应

通过实验和理论分析,从球形容器内径、单个球形容器接管长度和连通容器连通管道长度变化3个方面,研究了球形容器与管道内甲烷-空气混合物爆炸强度的尺寸效应。研究表明:单个球形容器接管后,球形容器中最大爆炸压力和最大压力上升速率均随接管长度的增加逐渐减小,而小球接管时的管道末端气体最大爆炸压力和最大压力上升速率随连接管道长度的增加逐渐增加;在连通器结构中,传爆容器中最大爆炸压力和最大压力上升速率随连通管道长度的增加呈线性关系增加。研究结果揭示了尺寸效应对气体爆炸强度的影响规律,为球形容器与管道泄爆安全设计提供依据和重要参考。     

爆轰火焰在管道阻火器内的传播与淬熄特性

在水平封闭的直管中,采用自主研制的阻爆实验系统(包括传感器系统、配气系统、数据采集系统、点火系统等)对不同活性预混气体爆轰火焰在波纹管道阻火器内的传播与淬熄过程进行了实验研究。结果显示当可燃气体接近当量浓度时(丙烷4.2%、乙烯6.6%、氢气28.5%,均为体积分数),预混气体从点燃到火焰淬熄过程历时非常短,总体可分为4个阶段,缓慢燃烧阶段、快速燃烧阶段、加速燃烧阶段和超压振荡阶段。丙烷-空气、乙烯-空气预混气体在D=80 mm的管道阻火器中,爆炸压力峰值较高。当管道直径增加至400 mm时,爆炸压力峰值逐渐降低,其中乙烯-空气预混气体的爆炸压力峰值仅为3 MPa左右;氢气-空气预混气体的爆炸压力峰值随管径的增加呈递增趋势。对爆轰速度的研究结果表明,丙烷-空气、乙烯-空气预混气体爆轰速度数值相差不大,丙烷-空气预混气体甚至稍高些;而氢气-空气的爆轰速度数值较高。而且随着管径的增加,管壁热损失增大及其阻力因素等原因影响使预混气体爆轰速度趋向平稳。最后,从经典传热学理论出发,推导出了阻火单元厚度与爆轰火焰速度之间的关系。并结合实验数据,提出了爆轰安全阻火速度的计算方法,为工业装置阻火器的设计和选型提供更为准确的参考依据。     

爆轰火焰在管道阻火器内的传播与淬熄特性

在水平封闭的直管中,采用自主研制的阻爆实验系统(包括传感器系统、配气系统、数据采集系统、点火系统等)对不同活性预混气体爆轰火焰在波纹管道阻火器内的传播与淬熄过程进行了实验研究。结果显示当可燃气体接近当量浓度时(丙烷4.2%、乙烯6.6%、氢气28.5%,均为体积分数),预混气体从点燃到火焰淬熄过程历时非常短,总体可分为4个阶段,缓慢燃烧阶段、快速燃烧阶段、加速燃烧阶段和超压振荡阶段。丙烷-空气、乙烯-空气预混气体在D=80 mm的管道阻火器中,爆炸压力峰值较高。当管道直径增加至400 mm时,爆炸压力峰值逐渐降低,其中乙烯-空气预混气体的爆炸压力峰值仅为3 MPa左右;氢气-空气预混气体的爆炸压力峰值随管径的增加呈递增趋势。对爆轰速度的研究结果表明,丙烷-空气、乙烯-空气预混气体爆轰速度数值相差不大,丙烷-空气预混气体甚至稍高些;而氢气-空气的爆轰速度数值较高。而且随着管径的增加,管壁热损失增大及其阻力因素等原因影响使预混气体爆轰速度趋向平稳。最后,从经典传热学理论出发,推导出了阻火单元厚度与爆轰火焰速度之间的关系。并结合实验数据,提出了爆轰安全阻火速度的计算方法,为工业装置阻火器的设计和选型提供更为准确的参考依据。     

CO2-双流体细水雾抑制管道甲烷爆炸实验

搭建了尺寸为120 mm×120 mm×840 mm透明有机玻璃瓦斯爆炸管道实验平台,采用双流体喷嘴将二氧化碳和细水雾送入实验系统,从火焰速度、瓦斯爆炸超压两个方面探讨双流体细水雾的抑爆有效性。实验结果表明CO₂双流体细水雾抑制瓦斯爆炸效果显著。随着喷雾时间的延长,火焰传播速度呈缓慢增加趋势,火焰传播速度峰值大幅降低;爆炸超压曲线呈先增大后缓慢减小的趋势,超压峰值大幅降低;当CO₂压力增至0.4 MPa喷雾时间大于3 s时,经多次点火无法引爆, 说明CO₂-双流体细水雾抑制甲烷爆炸时具有协同效应,有利于提高细水雾的抑爆效率。     

硫磺粉尘燃爆危险性研究

为预防硫磺粉尘的燃爆危险性,测试了硫磺的自燃温度、自热特性、热稳定性、最小点火能、爆炸下限质量浓度、爆炸压力和爆炸指数,根据实验结果对硫磺粉尘危险性做了分级。结果表明,随着粒径的减小,硫磺粉尘的自燃温度、最小点火能和爆炸下限质量浓度相应降低,爆炸压力和爆炸指数则升高;70 μm以下粒径的硫磺粉尘的自燃温度（AIT）为220 ℃,最小点火能（MIE）为0.14 mJ,爆炸下限质量浓度（MEC）为17.5 g/m3,最大爆炸压力（pmax）为1.15 MPa,最大爆炸指数（Kmax）为39.87 MPa·m/s,因此燃爆危险性最高;450 μm以下粒径的硫磺粉尘爆炸危险性等级均为St3级。     

甲烷/石墨粉与甲烷/煤粉爆炸特性对比研究

借助20 L球形爆炸系统研究了甲烷/石墨粉和甲烷/煤粉复合体系爆炸特性异同，结果表明：甲烷浓度对甲烷/石墨粉和甲烷/煤粉两相体系的爆炸特性有重要影响，当甲烷的浓度为6%（体积）时，随着石墨粉粒径的增加，甲烷/石墨粉体系的压力曲线由单峰转为双峰，三种粒径的石墨粉（D₅₀：7、18、75 μm）浓度分别在60、200、30 g/m³达到爆炸压力最大值0.691、0.657、0.611 MPa；甲烷/煤粉体系则在400 g/m³达到最大值0.724 MPa，高于甲烷/石墨粉体系。当甲烷浓度接近当量比时，三种粒径石墨粉的爆炸压力峰值均呈现逐渐减小的趋势，石墨粉的粒径越小，甲烷/石墨粉两相体系的爆炸压力峰值越小，甲烷/石墨粉体系在质量浓度为10 g/m³时达到最大值；甲烷/煤粉体系的爆炸压力则在60 g/m³时达到最大值0.776 MPa。甲烷浓度由6%增加至9%时，甲烷/石墨粉和甲烷/煤粉的爆炸火焰由不规则形状转为近似球形发展，火焰表面褶皱消失，同时两相体系的爆燃指数显著增高，当粉尘质量浓度大于30 g/m³时，甲烷/煤粉的爆燃指数大于甲烷/石墨粉体系，这是由于煤粉挥发分含量高，燃烧更为充分，且焦炭参与了爆炸过程；石墨粉本身的挥发分含量低，含碳量远超过煤粉，爆炸中仅有少部分石墨粉参与了爆炸。研究结果将对气粉两相混合物爆炸防治提供指导。     

甲烷/石墨粉与甲烷/煤粉爆炸特性对比研究

借助20 L球形爆炸系统研究了甲烷/石墨粉和甲烷/煤粉复合体系爆炸特性异同,结果表明：甲烷浓度对甲烷/石墨粉和甲烷/煤粉两相体系的爆炸特性有重要影响,当甲烷的浓度为6%（体积）时,随着石墨粉粒径的增加,甲烷/石墨粉体系的压力曲线由单峰转为双峰,三种粒径的石墨粉（D₅₀：7、18、75 μm）浓度分别在60、200、30 g/m³达到爆炸压力最大值0.691、0.657、0.611 MPa;甲烷/煤粉体系则在400 g/m³达到最大值0.724 MPa,高于甲烷/石墨粉体系。当甲烷浓度接近当量比时,三种粒径石墨粉的爆炸压力峰值均呈现逐渐减小的趋势,石墨粉的粒径越小,甲烷/石墨粉两相体系的爆炸压力峰值越小,甲烷/石墨粉体系在质量浓度为10 g/m³时达到最大值;甲烷/煤粉体系的爆炸压力则在60 g/m³时达到最大值0.776 MPa。甲烷浓度由6%增加至9%时,甲烷/石墨粉和甲烷/煤粉的爆炸火焰由不规则形状转为近似球形发展,火焰表面褶皱消失,同时两相体系的爆燃指数显著增高,当粉尘质量浓度大于30 g/m³时,甲烷/煤粉的爆燃指数大于甲烷/石墨粉体系,这是由于煤粉挥发分含量高,燃烧更为充分,且焦炭参与了爆炸过程;石墨粉本身的挥发分含量低,含碳量远超过煤粉,爆炸中仅有少部分石墨粉参与了爆炸。研究结果将对气粉两相混合物爆炸防治提供指导。     

封闭空间瓦斯爆炸与抑制机理的反应动力学模拟

通过修改化学动力学计算软件CHEMKIN Ⅲ中的SENKIN程序包,建立了定容弹中瓦斯爆炸过程的计算模型,其化学反应采用了详细反应机理(包括53种组分、325个反应)。利用此模型对瓦斯爆炸过程中反应物浓度、活化中心浓度、爆炸后部分致灾性气体浓度的变化趋势进行了详细分析;通过对瓦斯爆炸详细反应机理的敏感性分析,找出了影响瓦斯爆炸以及爆炸后部分致灾性气体生成的关键反应步,同时,对水抑制瓦斯爆炸及爆炸后致灾性气体生成的机理进行了分析。结果表明,当混合气中不含水时,瓦斯爆炸后温度、压力将分别达到2700 K、0.22 MPa左右;当混合气中含10%水时,温度、压力将分别降低到2580 K、0.21 MPa;而当混合气中含15%水时,与混合气中不含水相比,温度、压力分别降低了180 K、0.025 MPa;同时,混合气中的水对瓦斯爆炸及爆炸后CO、CO₂、NO₂的生成起抑制作用。     

充氮法测量双基发射药爆热值的影响因素

研究了充氮法测量双基发射药爆热过程中充氮净化次数、充氮压力以及样品用量等因素对爆热值的影响。结果表明,随着氧弹中氮气净化次数的增加,爆热值由大变小并趋于稳定,净化两次以上时,对爆热值的测量不会发生影响;充氮气时,应保证充氮压力大于临界压力,同时控制每次充氮压力值的一致性,当充氮压力大于2.5M Pa时,对爆热值的测量不会发生影响;在确定被测样品实验用量时,应尽可能使样品燃烧后热量计产生的温升值与在热容量标定时标准物质燃烧后产生的温升值相当,样品质量为5.430 g时,爆热值的测量系统误差最小。     

Dust explosions in connected vessels: Mathematical modelling

This paper is devoted to the topic of dust explosions in connected vessels, a research topic that has gained a lot of interest in recent years, not only because of its safety applications in processing units, but also because of the growth of mathematical models and computer simulations of such phenomena. The Eulerian-Eulerian approach has been used for modelling the propagation of explosions from one vessel to another via a duct. Different cases have been considered, where the size of the particles and the height of the duct have been varied. It is shown that the moment at which an explosion can occur is a function of the duct height: for bigger channels an explosion is more likely to occur in the second vessel. Similar results have been reported in literature on basis of experiments.     

水平管道内障碍物对气体爆炸压力影响的研究

随着煤矿机械化生产水平的提升,煤矿巷道内机械设备已经其它固定设备的增多,在瓦斯爆炸的传播过程中障碍物的影响研究越来越被人们所重视。本论文利用管道式气体爆炸测试装置,分别在光环管道内和放有障碍物的水平管道内充入当量浓度的甲烷气体对其爆炸过程进行了较深入的实验研究。结果表明：随着障碍物的阻塞率增大,管道内气体爆炸的最大爆炸...