, 康瑾, 崔震, 胡朋 东北大学 资源与土木工程学院, 辽宁 沈阳 110819
收稿日期：2020-11-27
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：为探究粉尘隔爆翻板阀功能的影响因素及其作用机理, 基于1 m3爆炸测试系统, 以玉米淀粉为介质, 进行DN600隔爆翻板阀的功能实验研究, 并利用Fluent软件建立二维同尺寸燃烧仿真模型, 采用动网格技术6DOF求解翻板动态关闭过程, 对隔爆阀安装在不同距离时的粉尘爆炸过程进行数值模拟.结果表明, 模拟得到的压力发展、火焰传播及翻板关闭过程与实验一致; 翻板关闭速度主要受粉尘爆炸压力上升速率影响, 爆炸压力上升速率越大, 关闭速度越快, 并在翻板后方产生负压形成回流; 且得到实验条件下隔爆翻板阀最小安装距离是其管径的6~7倍.
关键词：隔爆粉尘爆炸隔爆翻板阀数值模拟玉米淀粉
Functional Experiment and Simulation Study of Explosion Isolation Flap Valves
LI Gang
, KANG Jin, CUI Zhen, HU Peng School of Resources & Civil Engineering, Northeastern University, Shenyang 110819, China
Corresponding author: LI Gang, E-mail: ligang@mail.neu.edu.cn.
Abstract: In order to study the influencing factors and mechanism of the function of dust explosion isolation flap valves, the corn starch isolation experiments were conducted based on the 1 m3 standard explosion test system and the DN600 flap valve. In addition, the Fluent software was applied to simulate the isolation process of the flap valve at different installation distances. The two-dimensional corn starch dust explosion model was built and the dynamic process of flap closing was solved by the 6 DOF dynamic mesh model. The results show that the pressure development, flame propagation behaviors and flap closing process are consistent with the experiment. Furthermore, the flow velocity distribution in the flow field during the flap closing process is revealed, and the speed of the flap movement is affected significantly by the rising rate of dust explosion pressure. The increasing rate of explosion pressure rise often leads to the increasing closing speed. The backflow behind the valve forms due to the negative pressure, and the minimum installation distance of the DN600 flap valve should be 6 to 7 times of its pipe diameter.
Key words: explosion isolationdust explosionexplosion isolation flap valvenumerical simulationcorn starch
涉爆粉尘企业使用管道连接设备输送粉尘十分普遍.据统计, 粉尘爆炸事故多发生于除尘系统, 爆炸容易通过管道传播至其他设备引起二次爆炸[1-2].由于压力积聚效应和更高的火焰速度, 二次爆炸往往比初始爆炸更加严重.事实上, 即使有泄爆装置, 爆炸也可能会通过管道传播到其他工艺设备, 破坏范围更广[3], 所以隔爆技术是一种不可忽略的防爆措施.作为除尘系统常用的隔爆装置, 隔爆翻板阀能够有效地防止粉尘爆炸从初始爆炸设备通过管道传播至工厂的其他区域, 从而避免二次爆炸或系统爆炸事故, 减轻爆炸后果.
现阶段, ****们已经研究了各种防爆措施来预防和控制粉尘爆炸事故的发生以减轻事故后果.例如王健等[4]研究了泄爆容器中粉尘爆炸的发展过程; Taveau, Snoeys等[5-8]介绍了粉尘爆炸的各种防爆方法——泄爆、无焰泄放、抑爆和隔爆, 并描述了它们的局限性; Sippel等[9]对有泄爆装置的爆炸测试容器在安装隔爆翻板阀后的粉尘爆炸过程进行了大规模的实验测试和数值模拟研究, 结果表明, 安装隔爆装置会导致爆炸过程中所产生的爆炸超压增加.因此防爆隔离技术的设计需要详细了解火焰和压力在容器及管道中的传播规律[10].Cao等[11-12]利用实验和数值模拟方法在半封闭垂直燃烧管内研究了煤粉爆炸过程中火焰传播的特性; Han等[13]在改装后的哈特曼管中对玉米淀粉爆炸时火焰传播机理进行了研究; Yang等[14]利用高速照相技术研究了环形障碍物作用下, 玉米淀粉局部粉尘云爆炸火焰在半开放式垂直管中的传播行为.
综上, 现有粉尘防爆技术的研究集中于泄爆、抑爆, 而针对粉尘隔爆技术的文献很少.目前对于粉尘爆炸在管道中传播规律的研究大都采用燃烧管、哈特曼管等小型实验装置进行实验, 由于受到实验装置的尺寸限制, 难以有效地指导工业应用; 而装有隔爆翻板阀的大型爆炸容器管道系统内, 粉尘爆炸压力、火焰的传播情况及隔爆翻板阀的隔爆机理鲜有人研究.基于以上考虑, 本文采用实验研究和数值模拟相结合的方法, 在安装有隔爆翻板阀的大尺度实验系统中, 探究不同安装距离条件下玉米淀粉粉尘爆炸发展过程, 以分析隔爆翻板阀的作用机理, 得到其最小安装距离, 为粉尘隔爆设备的应用提供实验依据; 利用Fluent进行数值模拟, 与实验结果对比, 进一步加深对粉尘隔爆过程的理解, 为粉尘隔爆技术研究提供有价值的模拟工具.
1 实验装置及方法本文使用的隔爆翻板阀功能测试的实验装置如图 1所示, 主要包括三个部分: 1 m3爆炸容器、可拆卸钢制直管道(直径为600 mm)、DN600隔爆阀.按照EN16447[15]中提及的测试模块连接各部分, 组成隔爆阀测试系统.隔爆阀后端放置高速摄像装置, 捕捉阀门关闭的动态过程; Dytran压电式瞬态压力传感器安装在距离化学点火头(位于1 m3爆炸容器中心位置)轴向距离170 mm处, 测定容器内爆炸压力.
图 1(Fig. 1)
 | 图 1 实验装置图(隔爆阀距爆炸容器5.2 m)Fig.1 Schematic diagram of the experimental system (a flap valve located at 5.2 m from the explosion vessel) |
为了全面认识翻板隔爆的动态过程, 选取相对湿度10 %、质量浓度750 g/m3的玉米淀粉(St1级粉尘)作为实验测试介质, 将DN600隔爆翻板阀安装在距离1 m3爆炸容器5.2 m处, 进行粉尘爆炸测试实验.将此工况下的实验测试结果作为数值模拟研究的数据基础.隔爆翻板阀起初被固定在开启状态, 直到容器内发生粉尘爆炸后, 由爆炸压力推动翻板开始关闭, 且关闭时间足够短以防止火焰通过.
2 数值模拟2.1 数值模型及控制方程2.1.1 湍流模型由于安装隔爆翻板阀的玉米淀粉粉尘爆炸过程属于较为复杂的湍流, 且涉及翻板的旋转, 所以采用Realizable κ-ε模型, 控制方程如下:
 | (1) |
 | (2) |
2.1.2 燃烧模型采用组分输运(species transport)模型中的涡耗散(eddy dissipation)有限速率(finite rate)模型计算玉米淀粉的燃烧, 控制方程如下:
 | (3) |
2.1.3 离散相模型玉米淀粉质量浓度为750 g/m3, 计算可知体积分数小于1 %, 玉米淀粉颗粒分散后粒子相间的平均距离非常小, 即粒子负载非常低, 可认为粒子在此实验条件下非常稀薄, 故采用离散相模型(discrete phase model, DPM)进行计算, 忽略颗粒间的相互碰撞作用, 仅考虑颗粒与流体间的相互作用.颗粒所受作用力平衡方程可写成下式:
 | (4) |
 | (5) |
2.1.4 动网格模型采用六自由度(6DOF)模型, 通过计算流体作用在隔爆翻板上的力和力矩来计算翻板重心的平移和角运动, 以得到翻板的运动状态.在惯性坐标系中求解重心平移运动的控制方程如下:
 | (6) |
 | (7) |
 | (8) |
 |
2.2 几何模型及网格划分本文参照图 1实验装置, 建立了与实验装置尺寸相同的模型, 如图 2所示.由于本文采用的实验装置为圆筒形1 m3爆炸容器和管长5.2 m的圆形管道, 具有对称性, 因此数值模拟时采用其轴向截面简化为图 3所示的二维模型.因为将采用动网格模型, 故采用meshing划分三角形非结构网格, 共计12万.网格划分结果如图 3所示, 模拟计算域包括1 m3爆炸容器和直管道(直径为600 mm)以及DN600隔爆阀三个部分.在安装距离为5.2 m的模拟工况得到实验验证的基础上, 为探究隔爆阀安装距离对其隔爆功能的影响规律, 构建了不同管长的容器-管道互连系统模型, 分别为3.6, 4.2, 6.2 m; 模拟分析隔爆翻板阀安装在距离1 m3爆炸容器不同位置处玉米淀粉粉尘的爆炸传播过程.
图 2(Fig. 2)
 | 图 2 SpaceClaim建立的三维模型Fig.2 3D model built by SpaceClaim |
图 3(Fig. 3)
 | 图 3 二维模型及其网格划分Fig.3 2D physical model and its grid generation |
2.3 边界条件及参数设置1) 假设玉米淀粉粉尘颗粒均为球形, 粒径设置为10 μm, 粉尘颗粒的相对湿度设置为10 %, 质量为750 g, 密度为445 kg/m3[16], 玉米淀粉颗粒与空气混合均匀, 形成爆炸性气氛.
2) 将入口设置为速度入口边界条件, 气流速度设置为10 m/s; 出口设置为压力出口边界条件, 相对压力为0;其湍流强度、水力直径等信息如表 1所示.
表 1(Table 1)
 表 1 进出口边界条件Table 1 Boundary conditions of the inlet and outlet
| 表 1 进出口边界条件 Table 1 Boundary conditions of the inlet and outlet |
3) 加载UDF(user defined function)的动网格更新方法采用弹簧光顺法(smoothing)和网格重构法(remeshing).将已知的翻板质量与转动惯量写入UDF宏(m=44.408 kg, Ixx=10.954 kg · m2, Iyy=3.700 9 kg · m2, Izz=7.253 5 kg · m2), 由于Fluent计算时不允许两个网格产生交叉情况, 即不允许产生负体积网格, 故本文采用接触检测(contact detection)处理阀门关闭的问题.
4) 模拟时判断翻板是否关闭的原则是: 当翻板关闭角度达到理想关闭角度的95 % 以上时, 则认为隔爆翻板已经关闭.由于隔爆阀开启角度没有明确的设计规定, 本文采用翻板位置与重垂线的夹角为60°, 理想状态下完全关闭时与重垂线的夹角为10°, 即总关闭角度为50°, 则翻板关闭到47.5°时, 可认为其已经关闭.
3 计算结果分析3.1 安装距离为5.2 m时实验与模拟结果的对比图 4显示的是DN600隔爆翻板阀安装在距离1 m3爆炸容器5.2 m位置时, 容器内压力-时间曲线的实验结果和数值模拟结果.实验结果表明, 容器内爆炸压力p达到约12 kPa, 即230 ms后, 爆炸压力开始明显上升.p在288 ms上升至最大值90.99 kPa, 在298 ms从71.61 kPa小幅回升至72.45 kPa.数值模拟得到p在282 ms时达到峰值, 为101.69 kPa; 在294 ms从66.67 kPa小幅回升至69.23 kPa.由分析结果可知, 在p达到最大值时爆炸容器顶部泄爆片开启, 故此后压力不再增加, 并开始下降.在压力下降过程中产生第一次小幅回升, 这是由于翻板完全关闭, 压力波受到翻板阻碍而产生了反射, 因此p在下降过程中有小幅回升; 并且此后接连不断的压力波到达翻板后均产生反射, 因此压力呈现阶梯式下降规律, 压力波逐渐减弱, 直至降为0.
图 4(Fig. 4)
 | 图 4 爆炸容器内压力p随时间的变化曲线Fig.4 Curves of pressure p in the explosion vessel with time |
对比上述实验与数值模拟结果可知, 数值计算所得容器内爆炸压力p随时间的变化趋势与实验测试所得结果一致, 数值模拟再现了翻板隔爆后的压力波动.二者最大爆炸压力相对误差约11.8 %, 第一次压力回升前后误差分别为6.8 % 和4.5 %.此外, 实验中高速摄像采集到的隔爆阀翻板关闭时长与模拟得到的时长相近, 均处于60~70 ms之间.数值模拟还得出玉米淀粉爆炸火焰发展过程中温度峰值为1 438 K, 对比文献[17]中玉米淀粉质量浓度为750 g/m3时粉尘爆炸的最高温度为1 293 K, 误差为11.2 %.
以上结果表明, 数值模拟结果达到了模拟精度要求, 计算误差在可接受的范围内; 验证了装有隔爆翻板阀的大尺度实验系统中玉米淀粉爆炸火焰传播模拟的可行性.误差产生的原因可能是模拟玉米淀粉燃烧时使用了许多经验常数, 还进行了诸多假设和简化.比如边界条件的简化，选用涡耗散模型对玉米淀粉燃烧的反应机理进行了简化; 初始条件中粉尘粒子均匀分布的假设与实际情况有一定差别, 实验时粉尘在爆炸容器内分散不均匀, 实验工况更为复杂, 粉尘不完全燃烧的程度大于模拟时的粉尘燃烧, 而且在大型实验装置中, 由于热效应，粉尘爆炸会加剧, 所以温度会高于小型装置中产生的温度.
3.2 火焰传播过程图 5是隔爆翻板阀安装距离为5.2 m时, 玉米淀粉爆炸过程中不同时刻(点火后至翻板完全关闭的时间内)计算域火焰面发展的数值模拟图.计算结果表明在228~232 ms之间火焰温度达到峰值, 且火焰发展过程中最高温度呈升高、降低、升高的趋势.分析图 5火焰形状可知, 在初始时刻, 火焰从中心点火位置向四周缓慢发展, 火焰锋面形状近似于球形, 为层流燃烧.模拟结果得到的粉尘爆炸火焰结构如图 6所示, 主要有4个部分: 高温火焰区、反应区、汽化区、预热区, 这与Bidabadi等[18]的研究结果一致.
图 5(Fig. 5)
 | 图 5 安装距离为5.2 m时的火焰发展Fig.5 Flame development with the installation distance of 5.2 m |
图 6(Fig. 6)
 | 图 6 火焰结构分区图Fig.6 Structure zone of flame propagation |
当火焰从容器中发展到管道时, 由于粉尘、空气混合物燃烧产生了气体, 而容器直径比管道直径大, 类似活塞作用, 这将进一步推动火焰前锋沿着管道向后传播, 产生进一步的湍流, 并增加火焰面积, 火焰锋面形状近似于凸形; 延展为管道内的火焰传播受到管壁约束, 火焰锋面产生褶皱, 其火焰面积逐渐增大, 且管道内粉尘颗粒不完全燃烧, 表明大尺度管道内火焰发展过程中产生的湍流越来越大.随着爆炸的发展, 容器内的压力逐渐增强, 当爆炸发展到一定程度时, 产生的爆炸压力足以推动隔爆阀开始关闭.爆炸继续发展, 直到294 ms时, 翻板完全关闭, 火焰也传播到距离隔爆阀约1 m处.根据不同时刻火焰锋面到达管道的位置可计算得到每一段火焰传播的平均速度.从232 ms至258 ms, 火焰传播平均速度为38.5 m/s; 依次计算各段火焰平均速度, 分别为71.43, 100, 83.3 m/s, 火焰传播速度呈先上升后下降的趋势, 当火焰速度达到最大值时, 翻板关闭了约15°, 此后翻板对火焰的阻隔作用明显增强.
图 7为不同安装距离时, 翻板完全关闭时刻玉米淀粉爆炸火焰在管中传播的锋面位置.模拟结果显示, 当DN600隔爆翻板阀安装在距离容器3.6 m时, 有火焰和高温粉尘粒子漏出, 表明火焰到达隔爆阀的时间早于其关闭时间, 隔爆阀未能阻隔火焰; 当其安装在距离容器4.2 m时, 翻板关闭时刻火焰停在距离翻板0.4~0.5 m处, 隔爆阀成功阻隔火焰.安装距离为5.2 m和6.2 m时, 翻板均能够在火焰到达隔爆阀前关闭.分析上述结果可得, 安装距离是隔爆翻板阀能否有效隔绝火焰的必要条件之一.粉尘在容器内发生爆炸后有两个关键时间: 翻板制动前的响应时间和翻板制动后的关闭时间.由于翻板关闭前, 受到容器与管径比的影响, 火焰从容器中延伸至管道时爆炸压力不同, 还受到管道长度的影响, 火焰在管中传播的速度不同.如果安装距离过短, 火焰传播至隔爆阀的时间太短, 小于隔爆翻板阀关闭的时间, 导致翻板来不及关闭, 火焰已经通过隔爆阀间隙传播至管道, 导致隔爆失效.如果安装距离过长, 粉尘爆炸容易由爆燃转向爆轰, 致使翻板抵挡不住爆炸的威力而破损, 但是此种条件仅在管道内有沉积粉尘的情况下才可能发生.相比较而言, 隔爆阀的最小安装距离比最大安装距离更具有实际应用指导意义.由图 7可知, 本文测试的DN600隔爆翻板阀最小安装距离Lmin范围(针对St1级粉尘)是3.6~4.2 m, 即管径的6~7倍.
图 7(Fig. 7)
 | 图 7 翻板关闭时刻四种安装距离的火焰锋面位置Fig.7 Flame front location when the valve is closed with four installation distances |
3.3 隔爆阀的流场分布图 8为隔爆翻板关闭过程的实验和模拟对照图, 揭示了翻板开启角度随时间的变化规律: 翻板开始关闭后, 前40 ms翻板关闭角度约9°, 变化非常小, 翻板在40~70 ms阶段转动了约40°; 总时长为60~70 ms.(由于实验中高速摄像机过度曝光, 使得图中少数未燃烧的粉尘颗粒和气体的喷射流显示有光亮, 并非火焰).结合爆炸压力和火焰的发展过程, 分析数值模拟得到的翻板关闭时间: 230 ms左右, 火焰已经进入管道, 阀前气流速度超过20 m/s, 隔爆翻板开始关闭; 翻板完全关闭时刻为294 ms, 其关闭时长约64 ms, 模拟与实验结果吻合效果较好.
图 8(Fig. 8)
 | 图 8 翻板关闭过程的实验和模拟对照图Fig.8 Comparison of the experimental process and simulation of flap closing (a)—0~10 ms; (b)—20~30 ms; (c)—30~40 ms; (d)—40~50 ms; (e)—50~60 ms; (f)—60~70 ms. |
图 8还揭示了翻板关闭过程中, 气流的速度场分布.爆炸压力推动未燃烧粉尘粒子和空气的混合流体向前传播, 使其速度迅速递增, 特别是在翻板关闭了15°后, 流速显著增大, 翻板即将完全关闭时达到最大值310 m/s.在翻板的左侧(接触火焰侧), 隔爆阀的上方形成明显的气流涡旋.随着翻板的关闭, 左侧上方的涡旋逐渐扩大并向前方移动, 而翻板右侧产生回流, 回流的速度逐渐增加.
分析可知, 翻板左侧的涡旋是由于爆炸压力推动翻板关闭, 阀前的高速气流受到翻板阻碍突然减速, 停止并反射.翻板右侧的回流是由于翻板右侧与外部空气相通, 一旦关闭, 原本向出口流动的气固两相流被瞬间隔断, 出口处喷出的高速流体相当于紊流射流, 引起气流与周围气体之间的质量与动量交换, 形成一个负压场; 负压场具有抽引周围气体进入的能力, 从而把周围以及外部气体吸进管口, 负压作用下产生了回流.事实上, 在设计隔爆阀时, 除了要考虑自锁机制, 防止翻板在关闭时由于惯性而重新打开, 还需注意的是, 施加在翻板上的压力是阀前压力和阀后负压的压力差, 要考虑翻板的耐压性能.
图 9是不同安装距离条件下, 翻板的关闭角度、角速度分别随时间变化的曲线.从图中可以看出四种安装距离条件下隔爆翻板角度、角速度的变化趋势.0~40 ms阶段, 四种安装条件下翻板转动情况差异很小, 均旋转了9°左右, 角速度从0上升至11~12 rad/s; 此后角速度差距逐渐拉大, 特别是在55 ms之后, 翻板已经关闭了50 %, 四种安装距离条件下角度和角速度的差异明显增大.
图 9(Fig. 9)
 | 图 9 翻板关闭角度、角速度随时间的变化曲线Fig.9 Curves of the angle and angular velocity of flap with time |
分析可知, 角速度变化趋势同爆炸压力发展有关, 翻板关闭过程前期爆炸压力较小, 且上升速率较缓; 而翻板的关闭速度主要受爆炸压力上升速率的影响, 爆炸压力上升速率越大, 关闭速度越快.当隔爆翻板阀的安装距离为4.2, 5.2和6.2 m时, 翻板均能够有效隔绝火焰, 3.6 m时有火焰漏出, 隔爆失效.在有效隔爆的前提下, 安装距离为4.2 m和5.2 m时隔爆翻板的关闭角度和角速度曲线几乎重合, 差异可忽略不计, 但都大于安装距离为6.2 m的隔爆翻板的关闭角度和角速度.这表明安装距离为4.2 m(管径的7倍)和5.2 m(管径的8~9倍)时, 隔爆效果相对较好.同时, 考虑到工业应用中DN600隔爆翻板阀安装位置空间受限, 人们通常选用一个较小的安装距离, 显然, 安装距离为其管径的7~9倍是更合适的选择.
4 结论1) 模拟结果较好地反映了系统内爆炸压力发展、火焰传播及翻板关闭过程的规律.模拟得到质量浓度为750 g/m3的玉米淀粉粉尘最大爆炸压力为101.69 kPa, 且隔爆阀翻板关闭后, 压力波受翻板阻碍产生反射, 压力呈阶梯式下降; 火焰最高温度约1 438K;翻板关闭的时长为60~70 ms.利用实验数据对上述模拟结果进行了误差分析, 模拟结果和实验测试结果吻合较好, 数值模拟的有效性得到了验证, 表明本文采用的数值模型能够很好地应用于粉尘隔爆翻板阀功能的研究.
2) 隔爆翻板阀的隔爆功能影响因素主要是安装距离和粉尘爆炸压力上升速率.对于St1级粉尘, 此测试条件下DN600隔爆翻板阀的最小安装距离为6~7倍管径.粉尘爆炸压力上升速率越快, 翻板关闭速度越快.粉尘爆炸压力上升速率越快, 也说明火焰传播速度越快, 对安装距离的要求也越高.
3) 数值模拟揭示了粉尘爆炸隔爆过程火焰和流场的变化规律.火焰传播速度受到翻板阻隔影响, 呈先上升后下降的规律; 翻板关闭过程中, 爆炸压力推动未燃烧粉尘粒子和空气的混合流体速度迅速递增, 流体的速度最大可达310 m/s; 随着翻板逐渐关闭, 阀后产生负压形成回流, 施加在翻板上的压力是阀前正压和阀后负压之差.因此在进行隔爆翻板阀设计时, 不仅要注意翻板关闭后的自锁机制, 还要考虑翻板的耐压性能.
参考文献
| [1] | Going J E, Lombardo T. Dust collector explosion prevention and control[J]. Process Safety Progress, 2007, 26(2): 164-176. DOI:10.1002/prs.10166 |
| [2] | Li G, Yang H X, Yuan C M, et al. A catastrophic aluminium-alloy dust explosion in China[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2016, 39: 121-130. DOI:10.1016/j.jlp.2015.11.013 |
| [3] | Taveau J. Dust explosion propagation and isolation[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2017, 48: 320-330. DOI:10.1016/j.jlp.2017.04.019 |
| [4] | 王健, 钟圣俊, 毛俭, 等. 泄爆容器中粉尘爆炸的试验研究与数值模拟[J]. 中国安全科学学报, 2012, 22(4): 54-58. (Wang Jian, Zhong Sheng-jun, Mao Jian, et al. Experimental investigation and numerical simulation of dust explosions in vented vessel[J]. China Safety Science Journal, 2012, 22(4): 54-58. DOI:10.3969/j.issn.1003-3033.2012.04.010) |
| [5] | Taveau J. Secondary dust explosions: How to prevent them or mitigate their effects?[J]. Process Safety Progress, 2012, 31(1): 36-50. DOI:10.1002/prs.10478 |
| [6] | Snoeys J, Going J E, Taveau J R. Advances in dust explosion protection techniques: flameless venting[J]. Procedia Engineering, 2012, 45: 403-413. DOI:10.1016/j.proeng.2012.08.178 |
| [7] | Taveau J. Application of dust explosion protection systems[J]. Procedia Engineering, 2014, 84: 297-305. DOI:10.1016/j.proeng.2014.10.438 |
| [8] | Taveau J R, Lemkowitz S M, Hochgreb S, et al. Metal dusts explosion hazards and protection[J/OL]. Chemical Engineering Transactions, 2019, 77[2020-10-25]. https://doi.org/10.3303/CET1977002. |
| [9] | Sippel M, Schepp P, Hesener U. New findings for the application of systems for explosion isolation with explosion venting[J]. Chemical Engineering Transactions, 2016, 48: 529-534. |
| [10] | Moore P E, Spring D J. Design of explosion isolation barriers[J]. Process Safety and Environmental Protection, 2005, 83(2): 161-170. DOI:10.1205/psep.04231 |
| [11] | Cao W G, Gao W, Peng Y H, et al. Experimental and numerical study on flame propagation behaviors in coal dust explosions[J]. Powder Technology, 2014, 266: 456-462. DOI:10.1016/j.powtec.2014.06.063 |
| [12] | Cao W G, Qin Q F, Gao W, et al. Experimental and numerical studies on the explosion severities of coal dust/air mixtures in a 20-L spherical vessel[J]. Powder Technology, 2017, 310: 17-23. DOI:10.1016/j.powtec.2017.01.019 |
| [13] | Han B, Li G, Yuan C M, et al. Flame propagation of corn starch in a modified Hartmann tube with branch structure[J]. Powder Technology, 2020, 360: 10-20. DOI:10.1016/j.powtec.2019.10.014 |
| [14] | Yang K, Liu W S, Ren J Q, et al. Effects of multiple annular obstacles on flame propagation of local corn starch dust in a vertical pipe[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2020, 64: 2-12. |
| [15] | Explosion isolation flap valves: NS EN 16447: 2014[S]. [S. l. ]: Norwegian Standards, 2014: 6-11. |
| [16] | 任纯力, 李新光, 王福利, 等. 玉米淀粉电火花点火数值模拟[J]. 中国粉体技术, 2010, 16(4): 9-12. (Ren Chun-li, Li Xin-guang, Wang Fu-li, et al. Numerical simulation of corn starch spark ignition[J]. China Powder Science and Technology, 2010, 16(4): 9-12. DOI:10.3969/j.issn.1008-5548.2010.04.003) |
| [17] | 曹卫国, 郑俊杰, 彭于怀, 等. 玉米淀粉粉尘爆炸特性及火焰传播过程的试验研究[J]. 爆破器材, 2016, 45(1): 1-6. (Cao Wei-guo, Zheng Jun-jie, Peng Yu-huai, et al. Experimental study on the dust explosion characteristics and flame propagation process of corn starch[J]. Explosive Materials, 2016, 45(1): 1-6. DOI:10.3969/j.issn.1001-8352.2016.01.001) |
| [18] | Bidabadi M, Haghiri A, Rahbari A. The effect of Lewis and Damk?hler numbers on the flame propagation through micro-organic dust particles[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2010, 49(3): 534-542. DOI:10.1016/j.ijthermalsci.2009.10.002 |
