, 崔震, 胡朋, 倪磊 东北大学 资源与土木工程学院, 辽宁 沈阳 110819
收稿日期：2020-11-10
基金项目：国家自然科学基金资助项目(51774068，51874070); 国家重点研发计划项目(2017YFC0804703); 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(N180701011)。
作者简介：李刚(1969-)，男，河南信阳人，东北大学教授，博士生导师。
摘要：为探究粉尘爆炸在工业除尘管网中的传播规律, 基于1 m3粉尘爆炸测试系统和自主设计的双侧分支结构管道, 对双侧分支结构管道内玉米淀粉爆炸火焰传播速度和超压峰值的变化规律展开研究.实验结果表明: 三种粉尘质量浓度下, 火焰在主管道内的传播速度随传播距离增加均呈持续上升趋势, 双侧分支结构对火焰传播具有弱化作用, 且距离点火端越近, 弱化作用越显著; 双侧分支结构的安装位置会影响管道内超压峰值, 其在距离点火端较近时呈持续衰减趋势, 距离点火端较远时呈先快速下降后上升再缓慢衰减趋势.以上研究为除尘系统的防爆设计提供参考和依据.
关键词：双侧分支结构管道粉尘爆炸火焰传播速度爆炸超压峰值玉米淀粉
Propagation Law of Dust Explosion in Double-Sided Branch Structure Pipes
LI Gang
, CUI Zhen, HU Peng, NI Lei School of Resources & Civil Engineering, Northeastern University, Shenyang 110819, China
Corresponding author: LI Gang, E-mail: ligang@mail.neu.edu.cn.
Abstract: To investigate the propagation law of dust explosion in pipe network of industrial dust removal system, the experiments based on standard 1 m3 dust explosion test system and self-designed double-sided branch structure pipes were conducted. The flame propagation velocity and overpressure of cornstarch explosion in pipes with double-sided branch structure were studied. The results show that the flame front propagation velocity in primary pipe shows a continuous acceleration trend with the increase of the propagation distance under three dust concentration conditions. The double-sided branch structure has a weakening effect on the flame propagation, and the decreased distance to the ignition end leads to an enhanced weakening effect.The installation positions of the branch structure will affect the overpressure in the pipe. The decreased distance to the ignition end leads to a continuous attenuation trend, while the far distance from the ignition end shows a trend of rapid decline followed by a rising and then decays slowly. The studies provide reference and practical value for the explosion prevention design of the dust removal system.
Key words: double-sided branch structure pipesdust explosionflame propagation velocityexplosion overpressurecornstarch
在制造、加工、生产或使用可燃粉尘的行业中, 对其爆炸危险的风险评估与预测至关重要[1].可燃性粉尘由于其相对较低的点火能量和较高的化学能量, 在工业生产过程中具有较高的粉尘爆炸危险性[2].调查发现, 工业生产中70%以上的粉尘是可燃物, 大多数拥有粉尘处理设备的工厂存在粉尘爆炸的危险[3].2014年8月2日, 江苏昆山发生一起灾难性的金属粉尘爆炸事故, 事故现场除尘管道损坏严重, 特别是支管处损坏较多[4].分支结构管道广泛应用于除尘系统, 由于其多流动途径特征, 导致管道内的爆炸传播特性相较于直管或弯管会有所不同[5].因此, 对该类结构进行粉尘爆炸研究具有现实意义.
可燃物在管道内的爆炸传播特性已有较多研究.一些****发现受限空间的几何结构对爆炸传播特性(超压峰值、超压上升速率和火焰速度等)有显著影响[6-12].Zhang等[13]通过改变支管的数量和位置, 研究了油气爆炸在管道内的传播特性, 发现火焰传播速度随支管数量增加而增加, 但超过一定数量时便开始下降.文献[14-16]研究了分支管道对油气爆炸强度的影响, 发现分支管道对爆炸压力、火焰传播速度等具有强化作用, 并且距离点火源越远, 强化作用越明显.Han等[17]通过四种带支管形式的Hartmann管研究粉尘云和火焰的传播特性, 观察到多种火焰传播形态, 且支管中的火焰传播速度不仅受到其内部粉尘爆燃的影响, 还受到主管道压力的影响.以上研究均表明分支结构对爆炸传播有较强的影响.
目前, 关于不同空间结构内的爆炸研究多为密闭结构, 针对吸尘支管末端开放状态下的研究较少.许多研究认为, 吸尘支管引起的泄压作用对粉尘爆炸传播有较大影响.此外, 以往的实验多针对气体爆炸传播特性的研究, 对于粉尘这一介质研究较少.因此, 笔者基于1 m3粉尘爆炸测试系统和自主设计的双侧分支结构管道, 模拟工业除尘器发生粉尘爆炸在管道内的传播, 重点研究三种粉尘质量浓度下双侧分支结构安装位置对粉尘爆炸火焰传播速度和超压峰值的影响, 以期为过程工业企业粉尘防爆提供实验依据和理论指导.
1 测试系统组成及方法1.1 实验装置本文基于东北大学火灾&爆炸防治实验室1 m3爆炸容器搭建粉尘爆炸实验平台, 1 m3爆炸容器依据国际标准NFPA68设计, 总体为圆柱形, 长径比近似为1, 壁厚12 mm, 设计压力2.5 MPa.实验中5 L储气喷粉罐内的玉米淀粉经球形喷嘴吹入至1 m3爆炸容器, 形成均匀粉尘云, 1 s后利用安装在爆炸仓中间部位的10 kJ化学点火器, 由PLC控制系统引爆.本文实验装置如图 1所示, 9套红外火焰探测器(F1~F9)和5套Dytran压电式瞬态压力传感器(P0~P4)分别沿管道安装在不同位置, 由专用数据采集系统记录火焰传播速度和爆炸超压，所有传感器安装在与管道内壁表面齐平的位置, 以防进一步增加湍流，传感器布置如图 2所示.
图 1(Fig. 1)
 | 图 1 实验装置图(单位: mm)Fig.1 Schematic diagram of the test device |
图 2(Fig. 2)
 | 图 2 双侧分支结构管道传感器布置位置(单位: mm)Fig.2 Sensors installation points of double-sided branch structure pipes |
本实验模拟的除尘管网由若干直管道和一节双侧分支结构的管道(直管直径200 mm、长度1 000 mm，支管直径80 mm、长度600 mm)搭建组成.实验中总管道长度为6.6 m, 管道与爆炸容器体积比约为0.2, 双侧分支结构管道与主管道末端均为开放状态.其中三种实验工况命名为: 1#管道、2#管道、3#管道(双侧分支结构分别安装在2.9, 4.3, 5.7 m处).3#管道的实验现场布置如图 3所示.
图 3(Fig. 3)
 | 图 3 双侧分支结构管道Fig.3 Double-sided branch structure pipes |
实验材料为食用玉米淀粉, 由于其化学计量质量浓度为450 g/m3, 因此选择300, 500和750 g/m3三个质量浓度分别代表贫燃、接近化学计量和富燃工况.
1.2 火焰速度测量实验使用英制D749系列高速红外光电管探测火焰传播速度, 响应时间小于0.1 ms, 火焰传播速度Sf的计算方法为
 | (1) |
1.3 爆炸压力采集爆炸超压峰值是重要的粉尘爆炸特征参数, 超压峰值的变化规律可以反映出爆炸的发展过程.实验使用Dytran压电式瞬态压力传感器测试爆炸超压, 上升响应时间为1 μs, 最高频率可达500 kHz, 压力采集系统使用PCI-1712L多通道高频采集卡, 最高采样频率可达1 MHz.图 4为该系统采集到的压力波形图.
图 4(Fig. 4)
 | 图 4 1 m3爆炸容器内压力曲线Fig.4 Pressure curve in 1 m3 explosion vessel |
2 结果与讨论2.1 管道内爆炸火焰传播速度变化规律图 5为直管道内三种粉尘质量浓度下火焰传播速度随传播距离变化曲线.可以看出, 三种粉尘质量浓度下, 火焰传播速度整体上均随传播距离的增加而增加，并在管道末端达到最大速度, 且粉尘质量浓度为750 g/m3时, 管道尾端的火焰速度接近500 m/s.这与Pineau等[18]用煤粉在长为10 m, 直径为150 mm和250 mm的长直管道内进行的粉尘爆炸测试实验结果相似, 同样发现火焰可以传播整个管道并在尾端达到最大速度340~565 m/s.
图 5(Fig. 5)
 | 图 5 三种粉尘质量浓度下直管道内火焰传播速度Fig.5 Flame propagation velocity in straight pipes at three dust mass concentrations |
三种粉尘质量浓度下管道内火焰传播速度随传播距离变化曲线如图 6所示.可以看出, 虽然开放状态的支管会造成压力的提前泄放而引起大量的能量损失, 但管道内火焰传播速度整体上依旧呈持续加速状态.相同粉尘质量浓度下, 管道的前端部分, 即火焰传播距离小于2.9 m时, 火焰传播速度由高到低依次为: 1#管道、直管道、3#管道、2#管道.这是由于当管道内爆炸传播至1#管道的双侧分支结构时, 在支管障碍物和面积突扩的双重诱导下, 爆炸波扰动和火焰湍流度加强, 火焰阵面发生褶皱和弯曲, 爆炸传播携带的少部分未燃粉尘参与燃烧反应, 加快火焰传播, 同时, 开口支管的泄放作用会弱化火焰传播, 所以火焰传播速度整体相差不大.当火焰沿管道持续传播至末端时, 1#管道和2#管道末端火焰传播速度普遍低于直管道, 3#管道与直管道火焰传播速度相差较小在4%左右.由以上分析可知, 在管道末端和分支管道开口的情况下, 相较于直管道, 双侧分支结构对爆炸火焰传播起弱化作用但影响较小, 所以几组实验火焰传播速度有区别但相差不大.
图 6(Fig. 6)
 | 图 6 三种质量浓度下火焰传播速度随传播距离变化Fig.6 Variation of flame propagation velocity with propagation distance at three mass concentrations (a)—300 g/m3; (b)—500 g/m3; (c)—750 g/m3. |
为了更好地表示双侧分支结构对粉尘爆炸火焰传播速度的影响, 计算了双侧分支结构前后和相应直管位置处火焰传播速度增长幅度K, 如图 7所示.
图 7(Fig. 7)
 | 图 7 K随传播距离变化Fig.7 K varies with the propagation distance (a，b，c)—直管，300，500，750 g/m3; (d，e，f)—双侧分支结构，300，500，750 g/m3. |
三种粉尘质量浓度下, 双侧分支结构安装在2.9, 4.3, 5.7 m处的平均火焰传播速度增长幅度K分别为17.51%, 20.26%, 52.42%, 普遍低于对应直管位置处的77%, 27.38%, 55.71%, 表明双侧分支结构对火焰传播速度具有弱化作用, 且距离点火端越近, 弱化作用越显著.这是因为双侧分支结构安装在2.9 m处时, 分支管道的存在会引起爆炸波扰动和火焰湍流度加强.但粉尘爆炸火焰发展未完全便经过双侧分支结构, 由此引起的扰动较小, 同时爆炸传播过程中携带的未燃粉尘经过双侧分支结构时会有少量粉尘进入支管, 导致主管道内粉尘燃料损失, 并且开口支管引起的泄压效应和管壁的耗散效应, 使得火焰传播速度增长幅度大幅度衰减; 当双侧分支结构安装在4.3, 5.7 m处时, 粉尘爆炸前驱冲击波携带的大部分粉尘已完全参与燃烧反应, 火焰发展已相对充分, 火焰速度和惯性较大.虽然支管为开放状态, 但是其泄放效果并不显著, 同时爆炸传播引起的扰动较大, 更容易造成火焰阵面的扭曲和褶皱, 增加火焰阵面表面积, 促进反应速率, 加速火焰传播, 因此对爆炸火焰传播的弱化作用较小.
综上分析可知, 三种粉尘质量浓度下, 火焰传播速度在含双侧分支结构管道内总体呈持续上升趋势, 其中双侧分支结构安装在5.7 m处时, 末端速度最高接近500 m/s.但双侧分支结构的存在会弱化爆炸火焰传播, 且距离点火端越近, 弱化作用越显著.当其安装在2.9 m处时, 管道内粉尘爆炸火焰传播泄放效果最为显著.
2.2 管道内爆炸超压峰值变化规律三种粉尘质量浓度下直管道内各监测点超压峰值变化曲线如图 8所示.可以看出, 三种质量浓度下超压峰值都呈先快速下降后上升再缓慢下降的趋势, 超压峰值随粉尘质量浓度的增加而增大，且管道内超压峰值均小于爆炸仓内的初始爆炸压力.在爆炸初始阶段, 爆炸仓内粉尘爆炸后产生的前驱冲击波沿管道轴向传播, 管道内超压峰值持续衰减.当爆炸传播至P3监测点时, 超压峰值均呈现上升趋势, 增长幅度在55.13%~59.63%.实验采用开口管道与外界大气相连, 受泄放作用的影响, 超压峰值在管道末端缓慢降低.
图 8(Fig. 8)
 | 图 8 三种粉尘质量浓度下直管道内超压峰值Fig.8 Overpressure peak value in straight pipes at three dust mass concentrations |
粉尘质量浓度为300 g/m3时直管与双侧分支结构管道各探测点处超压峰值变化曲线如图 9所示.可以看出, 爆炸仓内P0监测点处超压峰值按1#管道、直管、3#管道、2#管道依次降低, 这说明双侧分支结构的安装位置对爆炸容器内的泄压效果有一定的影响.在爆炸发展初期, 即爆炸传播至P1监测点时, 双侧分支结构管道和直管道内的超压峰值都呈现出快速下降趋势, 衰减幅度在34.56%~55.42%.当爆炸传播至P2监测点时, 超压峰值持续下降, 但1#管道的超压峰值由0.035 1 MPa经双侧分支结构管道下降为0.029 6 MPa, 衰减了15.67%, 其衰减幅度普遍低于直管、2#管道、3#管道的68.04%, 55.14%, 36.80%.当爆炸传播至P3监测点时, 2#和3#管道超压峰值变化趋势与直管相同, 但超压峰值上升幅度出现差异.相比直管, 2#管道双侧分支结构处超压峰值上升幅度降低了13.8%.当爆炸传播至P4监测点时, 管道内超压峰值均缓慢降低.3#管道超压峰值由0.023 8 MPa下降为0.013 3 MPa, 衰减了44.12%, 但相同位置处的直管衰减幅度为9.20%.爆炸传播至管道末端处, 管内超压峰值基本衰减殆尽, 为0.01 MPa左右.
图 9(Fig. 9)
 | 图 9 质量浓度300 g/m3时各探测点爆炸超压峰值曲线Fig.9 Explosion overpressure curves at each detection point with mass concentration of 300 g/m3 |
粉尘质量浓度为500和750 g/m3时直管与双侧分支结构管道各探测点处超压峰值变化曲线如图 10和图 11所示.可以看出, 当粉尘爆炸传播分别经过1#，2#和3#管道的双侧分支结构时, 在粉尘质量浓度500 g/m3下, 各管道超压峰值由0.046, 0.015 6和0.028 6 MPa下降为0.035 8, 0.022 8和0.021 7 MPa, 各衰减了22.17%, -46.15%和24.13%;在粉尘质量浓度750 g/m3下, 超压峰值各衰减了32.34%, -49.73%和19.65%.而爆炸仓内超压峰值P0仍然按1#管道、直管、3#管道、2#管道顺序依次降低, 且比300 g/m3时更加明显, 这说明双侧分支结构对爆炸仓内的泄压效果随爆炸强度的增加而增大.
图 10(Fig. 10)
 | 图 10 质量浓度500 g/m3时各探测点爆炸超压峰值曲线Fig.10 Explosion overpressure curves at each detection point with mass concentration of 500 g/m3 |
图 11(Fig. 11)
 | 图 11 质量浓度750 g/m3时各探测点爆炸超压峰值曲线Fig.11 Explosion overpressure curves at each detection point with mass concentration of 750 g/m3 |
为了更好地表示双侧分支结构对粉尘爆炸超压峰值的影响, 同样计算了双侧分支结构前后和相应直管位置处超压峰值衰减系数Q, 如图 12所示.
图 12(Fig. 12)
 | 图 12 Q随传播距离变化Fig.12 Q varies with the propagation distance (a，b，c)—直管，300，500，750 g/m3; (d，e，f)—双侧分支结构，300，500，750 g/m3. |
三种粉尘质量浓度下, 双侧分支结构安装在2.9, 4.3, 5.7 m处的平均超压峰值衰减幅度Q分别为23.39%, -47.24%, 29.30%, 相较于对应直管位置处的62.23%, -57.68%, 9.91%, 双侧分支结构的存在一定程度上影响着爆炸压力的发展.同样在爆炸发展初期, 四种工况下的超压峰值依旧呈快速下降趋势, 但1#管道超压峰值的衰减幅度明显低于直管道.这是因为当爆炸传播经过1#管道的双侧分支结构时, 由于分支管道具有多个流动途径, 使得爆炸传播中携带的部分未燃粉尘进入支管泄放到外部造成主管道燃料损失, 且开口支管具有泄压效应, 两者共同导致超压峰值降低.虽然支管处爆炸冲击波受障碍物和面积突扩的作用会发生复杂的绕射和散射, 再加上支管壁面的反射作用会使得双侧分支结构处湍流度加强, 减缓超压峰值的下降速率, 但对其影响较小.当爆炸传播至P3监测点处时, 2#, 3#管道和直管的超压峰值均呈上升趋势.这是因为粉尘爆炸传播过程中, 前驱冲击波携带的部分未燃粉尘进入管道, 并在管道内进一步参与燃烧反应, 火焰充满管道, 加剧了燃烧反应速率和热释放速率, 导致该监测点处超压峰值增大[19].但因双侧分支结构的影响, 减缓了超压峰值的上升, 导致2#管道超压峰值的增长幅度比直管道降低了约10%.当爆炸持续传播至P4监测点时, 由于支管和管道末端均为开口状态, 相比于直管道, 3#管道的双侧分支结构加快了爆炸压力的泄放, 超压峰值降低更为明显.
综上分析可知, 粉尘爆炸在管道内传播时, 超压峰值随粉尘质量浓度的增加而增大，且管道内超压峰值均小于爆炸仓内的初始爆炸压力.四种工况下的超压峰值变化趋势大体为: 1#管道超压峰值呈持续衰减趋势; 2#, 3#管道超压峰值变化趋势与直管道相同.
3 结论1) 粉尘爆炸在直管和含双侧分支结构管道内传播时, 主管道内火焰传播均呈持续加速状态.双侧分支结构对火焰传播速度具有弱化作用, 且距离点火端越近, 弱化作用越显著.
2) 1 m3爆炸容器连接不同位置双侧分支结构管道时, 爆炸仓内超压峰值由高到低排序依次为: 1#管道、直管、3#管道、2#管道, 说明双侧分支结构及其安装位置对爆炸容器的泄爆效果产生一定的影响.
3) 三种粉尘质量浓度下, 管道内粉尘爆炸超压峰值变化趋势: 1#管道超压峰值呈持续衰减趋势; 直管、2#、3#管道超压峰值均呈先快速下降后上升再缓慢下降的趋势; 超压峰值随浓度的增加而增大且管道内超压峰值均小于爆炸仓内的初始爆炸压力.
4) 本实验表明, 在工业除尘系统中, 应尽量减少不必要的分支管道.分支管道处应采取防爆措施, 防止工业企业粉尘爆炸事故的发生, 减少爆炸造成的损失.
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