趙京宇 饒國寧 周 健 馬 盼 肖秋平

①南京理工大學(xué)化學(xué)與化工學(xué)院(江蘇南京，210094)

②上?；ぱ芯吭河邢薰?上海，200062)

引言

由容器與管道相連通的氣力輸送系統(tǒng)和除塵系統(tǒng)廣泛存在于各工藝系統(tǒng)中。 在涉爆粉塵工藝中，僅對壓力容器采取泄壓措施，粉塵爆炸的火焰也可沿著管道傳播，引起相連容器內(nèi)發(fā)生二次爆炸[1]。作為用來隔離爆炸的保護性裝置，隔爆翻板閥能夠有效地阻斷爆炸壓力波和火焰，從而限制爆炸范圍，減小爆炸損失[2]；因其結(jié)構(gòu)簡單、安裝方便、價格相對低廉，故被大量應(yīng)用于粉塵爆炸的防護中。

對于隔爆翻板閥的功能有效性驗證、安裝要求和影響研究已經(jīng)開始受到重視。Mittal[3]參照歐洲標準進行了隔爆實驗和CFD(計算流體動力學(xué))仿真模擬實驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn):由于隔爆翻板閥以及管道的存在，氣流湍流的程度加大會增加相連容器內(nèi)的爆炸壓力。 隨后，Ajrash 等[4]在使用一定濃度的甲烷進行的爆燃實驗中也有類似發(fā)現(xiàn):由于被動管壓式隔爆閥的結(jié)構(gòu)運動，在關(guān)閉階段，被動閥下游產(chǎn)生了壓力波，非常接近原始壓力波的大小。 Boeck等[5]建立了容器-管道連通系統(tǒng)的爆炸動力學(xué)模型，可得到壓力波的大小和到達時間，從而為隔爆系統(tǒng)的有效性提供評估依據(jù)。

相關(guān)研究表明:容器相連的管道長度和容器泄壓面積對內(nèi)部壓力有顯著影響。 王健等[6]在接近實際工況的氣力輸送實驗裝置中進行了糧食粉塵爆炸測試，結(jié)果表明:初級容器的爆炸將沿著管道傳播，導(dǎo)致二級容器發(fā)生爆炸；且管道各點峰值壓力隨著管道長度的增加而增加。 正是這種影響，英國標準學(xué)會發(fā)布的EN 16447—2014 標準[7]對隔爆翻板閥的最大、最小安裝距離提出了確切的實驗測試要求。 同時，容器的泄壓面積是內(nèi)部壓力的主要影響因素之一，隨著泄壓面積的減小，連通容器的內(nèi)部壓力增加；且相較于單個容器泄壓，其對于連通容器內(nèi)部壓力的影響更為明顯。 尤明偉等[8]認為，這是由于連通容器的爆炸受管道火焰加速和壓力累積作用所導(dǎo)致的。 這些實驗研究為了解泄壓過程中容器及管道內(nèi)部壓力提供了參考。

在當前工業(yè)防爆中，泄壓與隔爆已經(jīng)成為粉塵爆炸防護的主要手段。 但是僅僅將兩者簡單加和無法應(yīng)對實際需求，難以確保工藝的安全性。 因此，開展泄壓和隔爆防護聯(lián)用下粉塵爆炸實驗研究，對于揭示容器及隔爆翻板閥壓力變化規(guī)律、指導(dǎo)隔爆翻板閥的安裝、達到有效隔爆的目的具有重要意義。本文中，通過壓力容器和管道的粉塵爆炸實驗，改變隔爆翻板閥安裝距離及容器泄壓面積，探尋泄壓和隔爆防護聯(lián)用對于爆炸超壓的影響規(guī)律。

1 實驗

1.1 實驗裝置

實驗裝置如圖1 所示，主要由實驗容器、粉塵分散系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和隔爆翻板閥組成。 實驗容器為2 m3的圓柱形臥式耐壓容器，且容器頂部有可隨法蘭內(nèi)徑調(diào)節(jié)泄壓面積的泄壓口，泄壓采用410 mm ×410 mm 泄壓片或雙層聚酯薄膜。粉塵分散系統(tǒng)主要由噴粉罐和內(nèi)部多孔分散裝置組成，通過19 mm 連接管安裝于實驗容器左側(cè)中心位置。 點火系統(tǒng)采用釋放能量為10 kJ 的化學(xué)點火頭，參照EN 16447—2014 標準[7]中對于隔爆翻板閥功能的測試要求，將點火位置設(shè)置在容器中心軸線、距離管道入口350 mm 處。 實驗容器右端通過法蘭及DN 500 的管道連接被動式隔爆翻板閥，隔爆翻板閥安裝距離通過管道長度改變。 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由壓力傳感器(瑞士Kistler)和數(shù)據(jù)采集器組成，壓力傳感器P1、P2分別安裝在容器右側(cè)中心和隔爆翻板閥前端100 mm 處的管道右側(cè)。

圖1 實驗裝置示意圖(俯視圖)Fig.1 Schematic diagram of experimental device (top view)

1.2 實驗方法

實驗開始前，打開隔爆翻板閥。 依照250 g/m3質(zhì)量濃度稱取玉米淀粉500 g 于噴粉罐，由電磁閥控制噴粉。 噴粉延遲420 ms 后，點火引爆，隨后壓力傳感器采集容器內(nèi)部及隔爆翻板閥前端壓力信號。 爆炸壓力通過容器頂部泄壓口釋放。 同時，火焰與沖擊波沿管道傳播到達隔爆翻板閥閥板后，使閥板關(guān)閉，達到隔爆效果。 隔爆翻板閥相關(guān)參數(shù)見表1；作用機制如圖2 所示。

表1 隔爆翻板閥相關(guān)參數(shù)Tab.1 Related parameters of explosion isolation flap valve

圖2 隔爆翻板閥作用機制示意圖Fig.2 Schematic diagram of mechanism of explosion isolation flap valve

開展兩組實驗，具體方案見表2。實驗1＃采用304 SS材質(zhì)、面積為410 mm×410 mm的泄壓片進行泄壓，隔爆翻板閥安裝距離分別為3、5、7 m；實驗2＃采用雙層聚酯薄膜進行泄壓，通過改變固定法蘭口徑達到改變泄壓面積的目的，隔爆翻板閥安裝距離固定為3 m。

表2 各實驗方案運行參數(shù)Tab.2 Operating parameters of each experimental program

2 分析和討論

2.1 隔爆翻板閥安裝距離對壓力的影響

隔爆翻板閥的安裝距離直接影響著隔爆效果[7]。 通過改變安裝距離，研究容器內(nèi)部及隔爆翻板閥前端的爆炸壓力特性。

實驗1＃中，在不同的隔爆翻板閥安裝距離下，容器內(nèi)部壓力和隔爆翻板閥前端壓力隨時間的變化曲線如圖3 所示。表3 是兩個測點的峰值壓力數(shù)據(jù)。表3 中:pv為容器內(nèi)部一次峰值壓力；pr為容器內(nèi)部二次峰值壓力；pf為隔爆翻板閥前端峰值壓力；△t0-1為pf與pv的 時 間 差；△t0-2為pr與pv的 時間差。

表3 容器內(nèi)部及隔爆翻板閥前端的峰值壓力(1＃)Tab.3 Peak pressure inside the container and at the front end of explosion isolation flap valve (1＃)

圖3 容器內(nèi)部及隔爆翻板閥前端的壓力-時間曲線(1＃)Fig.3 Pressure-time curves inside the container and at the front end of explosion isolation flap valve (1＃)

從圖3 可以看出，不同隔爆翻板閥安裝距離時，容器內(nèi)部和隔爆翻板閥前端壓力都呈現(xiàn)了相似的變化規(guī)律。 點火引爆后，傳感器P1測得容器內(nèi)部壓力不斷上升，達到泄壓片開啟壓力0.010 MPa 后，泄壓片打開，壓力開始下降，隨后壓力再次升高，但略低于一次峰值壓力。 同時，容器內(nèi)部二次峰值壓力的時間都明顯滯后于隔爆翻板閥前端達到峰值壓力的時間。 分析認為，二次峰值壓力可能來源于隔爆翻板閥關(guān)閉過程的沖擊波反射作用，但由于管道內(nèi)幾乎沒有可燃粉塵繼續(xù)燃燒，加之壁面摩擦和吸熱作用，反射波傳播過程中能量不斷降低[9-10]，因此，反射產(chǎn)生的二次峰值壓力均低于隔爆翻板閥前端壓力及容器內(nèi)部的一次峰值壓力。 在容器內(nèi)部兩次峰值壓力間，傳感器P2測得的隔爆翻板閥前端壓力達到最大，且均大于容器內(nèi)部最大壓力；原因主要在于管道內(nèi)壁的壓力反射作用和湍流程度加大產(chǎn)生的壓力積聚作用。 隨著安裝距離從3 m 不斷增加至7 m，壓力積聚作用的持續(xù)時間增長[11]，隔爆翻板閥前端峰值壓力從0. 067 MPa 提高了51. 57%，陡升至0.101 MPa，但未溢出火焰，成功隔爆。

在爆炸后期壓力下降至常壓過程中，由于管道長度的不斷增加，壓力波傳播阻力和管道的冷卻作用加強。 因此，在實驗C 中，容器內(nèi)兩次峰值壓力的時間差較大，容器內(nèi)壓力在爆炸過程中變動幅度平緩，容器泄壓口泄壓對于管道的負壓作用較弱，因而隔爆翻板閥前端壓力并未出現(xiàn)波動。 但在實驗A、實驗B 中，由于兩次峰值壓力的時間差較小，期間壓力變動較為急促，泄壓對于管道的負壓作用較強，所以在隔爆翻板閥前端出現(xiàn)明顯的壓力波動和負壓，這種壓力波動和負壓在安裝距離更短的實驗A 中更為劇烈。

2.2 泄壓面積對壓力的影響

實驗2＃中，分別采用內(nèi)徑400、600mm雙層聚酯薄膜進行泄壓時，容器內(nèi)部壓力和隔爆翻板閥前端壓力隨時間的變化曲線見圖4。表4是兩個測點的峰值壓力數(shù)據(jù)。

表4 容器內(nèi)部及隔爆翻板閥前端的峰值壓力(2＃)Tab.4 Peak pressure inside the container and at the front end of explosion isolation flap valve (2＃)

圖4 容器內(nèi)部及隔爆翻板閥前端的壓力-時間曲線(2＃)Fig.4 Pressure-time curves inside the container and at the front end of explosion isolation flap valve (2＃)

從圖4 可以看出，在爆炸前、中期，容器內(nèi)部和隔爆翻板閥前端壓力隨時間的變化規(guī)律與圖3 基本一致。 相較于實驗F，在實驗E 中，傳感器P1測得的容器壓力達到一次峰值壓力后下降較為平緩。 這是由于在泄壓口打開后，較小的泄壓口面積使泄壓過程中產(chǎn)生更大的湍流，導(dǎo)致火焰燃燒加速，高壓氣體難以立刻排出[12]；而實驗F 的泄壓口面積增加，容器內(nèi)部壓力及氣體可以較為迅速地從泄壓口排至外部空間。 同時，泄壓口內(nèi)徑從400 mm 上升到600 mm 后，容器內(nèi)部的一次峰值壓力下降了62.06%，從0.085 MPa 降低至0.032 MPa，這也導(dǎo)致實驗F 中傳播至隔爆翻板閥前端的峰值壓力較實驗E 出現(xiàn)明顯下降，從0.109 MPa 降低至0.034 MPa。 通常認為，隔爆翻板閥失效的主要原因是壓力過大導(dǎo)致的閥板變形。 然而，在實驗F 中，傳感器P2測得的隔爆翻板閥前端壓力遠小于閥板耐壓極限，閥板結(jié)構(gòu)完整，卻隔爆失敗:這是由于閥板受力下降，導(dǎo)致閥板被動關(guān)閉的速度下降，閥板未能及時關(guān)閉并阻止火焰噴出，致使隔爆失敗，如圖5 所示。 可見，在實際的工業(yè)運用中，僅考慮閥板的耐壓極限進行選型安裝是相對片面的，當爆炸壓力較小時，閥板的關(guān)閉時間才是有效隔爆的關(guān)鍵。

圖5 隔爆閥隔爆失敗Fig.5 Explosion isolation failure situation

在爆炸后期，實驗E和實驗F中的隔爆翻板閥前端都出現(xiàn)了壓力波動，但波動的原因有所不同。實驗F 由于隔爆失敗，壓力波動主要是閥板處噴射的火焰波擾動所導(dǎo)致的；在實驗E 中，波動主要發(fā)生在壓力剛達到峰值之后，可能是由于泄壓面積較小，容器內(nèi)部爆炸發(fā)展更加完全，加速的火焰在沖擊波后再次沖擊隔爆翻板閥，導(dǎo)致隔爆翻板閥前端的壓力短時間維持在峰值附近。 對于壓力波動原因的猜想亟需在實驗裝置中增加火焰探測器進行重復(fù)實驗加以驗證。

3 結(jié)論

1)對于采用泄壓與隔爆防護聯(lián)用的容器，發(fā)生粉塵爆炸時，容器內(nèi)部會出現(xiàn)兩次峰值壓力:第1 次峰值壓力來源于粉塵爆炸的壓力增長；第2 次峰值壓力來源于隔爆翻板閥的反射波，但第2 次峰值壓力稍小于第1 次峰值壓力。 因此，在粉塵爆炸防護裝置中采取隔爆措施，雖然能夠防止爆炸繼續(xù)傳播，但即使在采取泄壓措施情況下，也可能對容器本身結(jié)構(gòu)造成二次破壞。

2)隔爆翻板閥的安裝距離對隔爆翻板閥前端壓力的最終發(fā)展具有顯著影響。 隨著隔爆翻板閥安裝距離增加，粉塵濃度及容器內(nèi)部壓力基本不變的條件下，隔爆翻板閥前端最大壓力明顯升高。 而安裝距離較短，容器內(nèi)部壓力的兩次峰值間隔也縮短，整體呈現(xiàn)出更加劇烈的壓力波動。 因此，選擇合適的安裝距離才能有效避免由于壓力過大或壓力波動可能導(dǎo)致的隔爆翻板閥結(jié)構(gòu)變形。

3)泄壓面積設(shè)置不當可能導(dǎo)致隔爆翻板閥隔爆失效。 隨著容器泄壓面積的減小，容器內(nèi)一次峰值壓力和隔爆翻板閥前端壓力也隨之升高；但是泄壓面積的增大時，爆炸壓力下降，也可能導(dǎo)致隔爆翻板閥關(guān)閉的時間增加，隔爆失敗的概率也會上升。因此，對于隔爆翻板閥，選擇合適的泄壓設(shè)計，將被保護設(shè)備內(nèi)的最大受控爆炸壓力限制在合理范圍內(nèi)對有效隔爆有重要影響。