环境温度对粉尘爆炸参数的影响

环境温度对粉尘爆炸参数的影响（精选3篇）

1.环境温度对粉尘爆炸参数的影响 篇一

爆炸性粉尘环境电气线路的设计和安装要求有哪些?

一、电气线路应在爆炸危险性较小的环境处敷设，

二、敷设电气线路的沟道、电缆或钢管，在穿过不同区域之间墙或楼板处的孔洞，应采用非燃性材料严密堵塞。

三、敷设电气线路时宜避开可能受到机械损伤、振动、腐蚀以及可能受热的地方，如不能避开时，应采取预防措施。

四、爆炸性粉尘环境10区内高压配线应采用铜芯电缆;爆炸性粉尘环境11区内高压配线除用电设备和线路有剧烈振动者外，可采用铝芯电缆。

爆炸性粉尘环境10区内全部的和爆炸性粉尘环境11区内有剧烈振动的，电压为1000V以下用电设备的线路，均应采用铜芯绝缘导线或电缆。

五、爆炸性粉尘环境10区内绝缘导线和电缆的选择应符合下列要求：

1.绝缘导线和电缆的导体允许载流量不应小于熔断器熔体额定电流的1.25倍，和自动开关长延时过电流脱扣器整定电流的1.25倍(本款第2项情况除外);

2.引向电压为1000V以下鼠笼型感应电动机的支线的长期允许载流量，不应小于电动机额定电流的1.25倍;

3.电压为1000V以下的导线和电缆，应按短路电流进行热稳定校验，

六、在爆炸性粉尘环境内，低压电力、照明线路用的绝缘导线和电缆的额定电压，必须不低于网络的额定电压，且不应低于500V。工作中性线绝缘的额定电压应与相线的额定电压相等，并应在同一护套或管子内敷设。

七、在爆炸性粉尘环境10区内，单相网络中的相线及中性线均应装设短路保护，并使用双极开关同时切断相线和中性线。

八、爆炸性粉尘环境10区、11区内电缆线路不应有中间接头。

九、选用电缆时应考虑环境腐蚀、鼠类和白蚁危害以及周围环境温度及用电设备进线盒方式等因素。在架空桥架敷设时宜采用阻燃电缆。

十、对3～10kV电缆线路应装设零序电流保护;保护装置在爆炸性粉尘环境10区内宜动作于跳闸，在爆炸性粉尘环境11区内宜作用于信号。

2.环境温度对粉尘爆炸参数的影响 篇二

笔者对3种可燃粉尘-惰性介质混合体系的燃烧爆炸进行实验测试, 以分析可燃粉尘爆炸机理及惰性介质粒径等对惰性介质抑爆效力的影响。

1 实验

1.1 粉尘试样

实验针对烟煤粉、无烟煤粉和镁粉3种典型可燃粉尘开展。两种煤粉由市售煤块经球磨机粉碎、筛分后获得;镁粉为雾化球形镁粉, 纯度99.9%。粉样粒径由Letiz型金相显微镜测得, 燃烧热由DDS Cal2k型氧弹量热仪测得, 如表1所示。实验用惰化剂选取碳酸钙。

1.2 测试装置

实验采用Siwek 20L球形爆炸测试系统。该系统由装置本体、控制系统和数据采集系统组成, 结构如图1所示。装置本体为带冷却水夹套的20L不锈钢球体, 控制系统用于储粉罐进气、喷粉、点火等动作的自动化。利用球体赤道处的PCB压电传感器探测爆炸压力信号, 并通过Advantech型采集卡记录最大爆炸压力Pmax, 最大升压速率 (dp/dt) max等爆炸特性指标。

实验时将球体预抽真空至-0.06 MPa, 试样在2MPa压缩空气驱动下喷入球体形成常压粉尘云, 爆炸参数由数据采集系统自动记录下来。为保证粉尘云的均匀性和实验的可重复性, 点火延迟时间应避开湍流强度的上升期, 通常应大于50 ms, 点火延迟时间参照GB/T16425和EN 14034的要求设为60ms。化学点火具由锆粉、硝酸钡、过氧化钡按质量比4∶3∶3混合制成。

1.3 可燃粉尘-碳酸钙混合体系均匀性校验

为校验可燃粉尘-碳酸钙混合体系的均匀性, 对已制备的混合体系进行3次随机抽样, 对样本进行燃烧热测试。表2为均匀性校验的部分结果, 其显示:不论碳酸钙含量高低, 可燃粉尘- 碳酸钙混合体系的燃烧热偏差极小, 实验制备的混合体系是均匀的。

2 结果与讨论

2.1 可燃粉尘的爆炸机理

为探寻无烟煤、烟煤和镁粉各自的爆炸机理, 分别在氮气、空气氛围下对上述的3 种粉尘进行了热重分析 (TGA) 。TGA温度区间为室温至800℃, 升温速率为15℃/min。图2为烟煤在氮气氛围下的TGA曲线。

由图2可知, 烟煤自340 ℃起显著失重, 考虑到整个加热过程均处于氮气氛围, 故烟煤粉高达67%的失重可归因于挥发分析出。烟煤的脱挥发分作用源于煤大分子网络化学键的断裂和低分子量组分的解吸附作用。烟煤在空气氛围下的TGA曲线与氮气氛围下的结果无显著区别, 这说明烟煤中几乎无固定碳含量, 其燃烧过程的可燃质完全源于可燃性挥发分, 挥发后剩余的质量即为灰分含量, 约为34%。说明烟煤的燃烧机理为气相燃烧, 即粉尘颗粒受热析出的挥发分与空气混合并发火燃烧。图3为无烟煤颗粒的TGA曲线。

由图3可知, 无烟煤在氮气保护下, 整个加热过程失重仅8%, 这说明无烟煤挥发分含量较低;在空气氛围下, 加热过程失重明显, 这说明无烟煤燃烧过程的可燃质极大程度上来自于固定碳。燃烧完成后剩余的质量即为灰分含量, 约为21%。说明无烟煤的燃烧机理为表面非均相氧化, 即氧气与颗粒表面直接发生反应。图4 为镁粉在氮气和空气氛围下的TGA曲线。

由图4可知, 镁粉自450 ℃起开始轻微增重, 这归因于Mg3N2的生成;而660℃后的失重则是因为Mg3N2的受热分解。由于镁的沸点高达1 100 ℃, 故升温过程中无镁蒸气生成。镁粉自520 ℃起急剧增重, 该温度很接近镁粉的最低着火温度, 增重过程归因于熔融镁颗粒表面剧烈的表面非均相氧化。根据Dreizin对镁粉爆炸机理的系统研究, 镁颗粒表面的MgO并不是由气相燃烧生成的, 而是通过熔融镁颗粒表面的Mg-O溶液的非均相反应和强烈的相分离放热过程生成的。因此, 镁粉的燃烧机理亦为表面非均相氧化。此外, 对比无烟煤和镁粉在空气氛围下的TGA曲线可知, 镁粉拥有更高的表面非均相氧化反应速率。

2.2 可燃粉尘爆炸机理的影响

图5、图6分别为500g/m3煤尘浓度下, 烟煤/碳酸钙和无烟煤/碳酸钙体系Pmax和 (dp/dt) max随碳酸钙含量的变化规律。可以看出, 无烟煤/碳酸钙体系Pmax下降趋势较平缓, 直到碳酸钙含量达到50% 时, Pmax才急剧下降。而烟煤/碳酸钙体系Pmax和 (dP/dt) max随着碳酸钙含量增加大幅降低, 当碳酸钙含量仅为20%时, Pmax和 (dP/dt) max已经分别下降到0.28、9.02 mpa/s, 较无惰化剂添加时下降38%和30%;对无烟煤/碳酸钙而言, 相应的结果仅为9%和24%。说明碳酸钙对烟煤爆炸的抑制效力较对无烟煤更优, 要达到同等抑制水平, 需向无烟煤粉中添加更多的惰性介质。

对烟煤而言, 其爆炸过程受制于可燃性挥发分的析出。烟煤中添加的碳酸钙通过“吸收反应辐射热”、“阻隔火焰自持传播”等机制降低反应区域温度, 有效抑制可燃颗粒的挥发效率, 因此碳酸钙能有效抑制烟煤的爆炸威力。对无烟煤而言, 其爆炸过程主要受制于氧向颗粒表面的扩散, 故添加少量的碳酸钙无法有效抑制表面非均相反应;当碳酸钙添加量较高时, 氧传递阻力显著增加, 爆炸威力才能得到有效抑制。

图7、图8 分别为500g/m3可燃粉尘浓度下, 无烟煤/碳酸钙和镁/碳酸钙体系Pmax和 (dp/dt) max随碳酸钙含量的变化规律。可以看出, 碳酸钙对无烟煤爆炸的抑制优于对镁粉的抑制, 这主要因为镁粉拥有更高的表面非均相氧化反应速率。

此外, 通过分析烟煤、无烟煤和镁粉三者的燃烧热和惰化难易程度可知:惰性介质的抑爆效力与可燃粉尘的热值并无直接关联。

2.3 碳酸钙粒径的影响

图9、图10分别为500g/m3镁尘浓度下, 镁粉/碳酸钙 (400 目) 和镁粉/碳酸钙 (3 000 目) 混合体系Pmax、 (dP/dt) max随碳酸钙含量的变化规律。可以看出, 3 000目碳酸钙抑爆效力更优。这主要归因于两个方面:惰性介质粉尘的粒径越小, 颗粒的比表面积就越大, 则单位质量惰性介质粉尘的吸热面积越大, 吸热能力越强, 热分解速率越快;粒径越小, 惰性介质对可燃粉尘所形成的包围空间越封闭, 将有效阻碍氧向可燃颗粒表面扩散, 降低可燃粉尘点火的敏感度, 阻碍火焰自持传播。

3 结论

(1) 烟煤粉的爆燃过程伴随着大量的可燃性挥发质析出, 表现出显著的“气相燃烧”行为;而无烟煤、镁粉的爆燃过程则无明显的挥发行为, 其反应机理为“表面非均相氧化”。

(2) 碳酸钙对爆炸机理属“气相燃烧”的粉尘较爆炸机理属 “表面非均相氧化”的粉尘抑爆效果更优。惰化难易程度与表面非均相氧化反应速率有密切关系, 表面非均相反应速率越高, 粉尘越难被惰化。

(3) 碳酸钙的抑爆效力与可燃粉尘热值无直接关联。

(4) 小粒径惰性介质比大粒径惰性介质拥有更大的比表面积, 吸热、分解和阻氧能力更强, 因此表现出更优的抑爆效力。

摘要：以Siwek 20L爆炸球中所测实验数据为基础, 对3种可燃粉尘-碳酸钙混合体系的爆炸行为进行了比较分析。结果表明:烟煤粉爆炸机理为“气相燃烧”, 而无烟煤、镁粉的燃烧爆炸属“表面非均相氧化”机理, 碳酸钙对前一机理控制的粉尘爆炸的抑制效力优于后者, 碳酸钙的抑爆效力与可燃粉尘的热值无直接关联, 但随着碳酸钙粒径的减小而增强。

3.环境温度对粉尘爆炸参数的影响 篇三

1 物理数学模型

1.1 物理模型

国内外对于矿井可燃性气体爆炸特性的研究多采用20 L爆炸实验容器。笔者以20 L圆柱形爆炸罐体为实验原型, 建立了长0.28 m、直径0.30 m的二维矩形网格模型。为了能够在反映现象的主要特征的基础上简化计算, 将物理模型作如下假设和简化:

1) 假设密闭容器内无实验条件下的测试设备或隔板等障碍物, 这样火焰的传播方式主要为分子热传导, 以更加清楚地反映起爆过程。

2) 燃烧爆炸是一个瞬间反应, 一个短暂的过程, 通常在毫秒量级内完成。为了描述爆炸的真实性, 在模拟过程中假设流动为可压缩、非定常流动。

3) 假设可燃混合气体、燃烧产物均为完全气体, 但其绝热指数γ不同。

1.2 湍流燃烧模型

在瓦斯爆炸传播过程的数值模拟研究中, 理论模型的建立是数值模拟的基础。RNG k—ε模型比标准k—ε模型在快速应变流及带有压力梯度的计算中有更高的可信度和精度, 因此, 以RNG k—ε模型作为瓦斯爆炸流场的湍流模型。

采用基于总能方程的RNG湍流模型模拟爆炸过程中的湍流流动, 采用多种反应机理模型, 其化学反应模型和流场方程通过组分和能量关系直接耦合。模型采用总量undefined作为能量的度量, 不计质量力, 在带化学反应流场的N—S控制方程组的基础上, 采用雷诺时均运算, 并忽略高阶脉动量, 建立 RNG k—ε湍流模型连续相控制方程组[2,3]。

以CH4气体为爆炸反应介质, 采用两步反应机理。将CH4燃烧的化学反应分为两步进行, 各步的控制机理、释放的能量各异[4]。燃烧模型将组分化学反应过程、能量释放过程分为以下步骤:

反应1 CH4+O2→CO+H2O+Q1 (1)

反应2 CO+O2→CO2+Q2 (2)

反应过程中, 反应1释放的能量Q1较小, 反应2释放的能量Q2大于Q1。湍流爆炸燃烧过程中, 反应1的时均速率主要由分子反应动力学控制, 反应2的反应物为具有较大化学活性的物质, 反应速率主要由湍流流场的湍流强度控制。

2 模型初始条件和边界条件

对于密闭空间内可燃气体的爆炸, 为了求解某一个特定的工况, 不仅需要建立描述控制方程计算的数学模型, 而且还必须对模型的初始条件和边界条件进行设定。

1) 初始压力条件:

整个区域初始压力 (表压) 设为0 Pa。

2) 环境温度条件:

对不同环境温度条件下爆炸系统进行模拟, 温度范围为300～1 050 K。

3) 点火能量条件:

采用实验条件下通用的点火能量, 设为 10 J。

4) 各组分的初始质量分数:

w (CH4) =5.5%;w (O2) =22%;w (N2) =72.3%;w (H2O) =0.1%;w (CO2) =0.1%。

爆炸罐体壁面按典型的无滑移、无渗透边界设定, 且与外界无热辐射、热交换等条件, 即为绝热系统[5]。

在半径r=0处:

undefined;undefined;undefined;undefined

在半径r=R处:

u=0;undefined;undefined;undefined

3 数值模拟结果分析

3.1 环境温度对火焰温度的影响

初始环境温度分别为300, 375, 425 K时, 在点火40 ms后爆炸容器内的温度分布情况见图1。随着环境温度的升高, 在反应过程某一时刻, 火焰阵面的推进距离明显增加, 说明较高的环境温度加快了瓦斯气体燃烧爆炸的反应速率。在300 K环境温度时, 爆炸后的火焰温度约为2 500 K;在425 K时, 爆炸后火焰温度约为2 700 K。随着环境温度的升高, 爆炸后火焰温度升高速率加快, 火焰温度值略有升高。在反应后期, 由于湍流的影响和壁面条件的限制, 火焰波叠加, 趋于紊乱状态, 火焰温度继续升高, 但这并不是燃烧爆炸后真实的火焰温度, 而主要是因为爆炸完成后模拟算法的继续迭代使得温度在火焰阵面过后继续升高。

分析爆炸后火焰温度的影响因素可知, 火焰温度的高低主要取决于两方面:一是由初始的瓦斯混合气体带入的物理热量;二是可燃气体与空气的混合气体发生化学反应放出的热量。由图1可知, 可燃气体与空气的混合气体燃烧爆炸反应释放的热量基本不变, 火焰温度的升高主要是由于初始气体温度升高造成的。

燃烧爆炸热效应不变可以根据盖斯定律计算来解释。依据盖斯定律, 在定容或定压条件下, 反应的热效应与反应的途径无关, 而只取决于反应的初态和终态。燃料空气混合物的爆热Q可由下式计算[6]:

undefined

式中下标j表示产物, 下标i表示反应物。

假设爆炸过程是绝热的, 爆炸反应所放出的热量全部用来加热爆炸产物, 则爆炸后的温度可以通过爆炸反应热效应Q的计算式间接得到:

Q=∫undefinedCdT= (Tf-T0) ∑njCundefined (6)

3.2 环境温度对甲烷组分的影响

通过数值模拟可以得到在不同环境温度条件下不同时刻, 爆炸容器内各组分的分布规律。爆炸过程中甲烷组分的分布如图2所示。

由图2可见, 瓦斯爆炸过程在空间上存在3个区域, 即已燃区、未燃区和燃烧爆炸反应区。随着燃烧阵面的持续推进, 火焰阵面后的已燃区甲烷组分浓度低于未燃区的十分之一, 基本完全反应消耗, 取而代之的主要为二氧化碳和水蒸气。已燃区内甲烷质量分数为5.5%, 即爆炸点火前设置的初始浓度。在燃烧前后两区之间存在1条狭长条带, 即为燃烧反应阵面, 反应区中的甲烷浓度逐渐下降, 直到完全消耗。随着反应的进行, 此火焰阵面向前推进的速度越来越快, 且环境温度越高, 向前推进速度越快。

燃烧反应阵面的推进速度随不同环境温度存在较大差异。环境温度为475 K时, 燃烧阵面推进速度相对于300 K时要快得多。在点火后5 ms时刻, 反应消耗掉的甲烷相差不大, 随着反应的进行差别逐渐增大。475 K时甲烷组分在60 ms时刻基本全部反应消耗掉;而300 K条件下, 在130 ms时刻燃烧爆炸反应全部完成, 甲烷组分全部消耗掉。根据Arrhenius理论可知, 环境温度的升高, 提高了化学反应速率, 加快了火焰阵面的传播, 20 L爆炸容器内甲烷在475 K环境温度下完全反应时间大约是300 K条件下的一半。

3.3 环境温度对爆炸压力的影响

图3为爆炸容器中心距壁面中点在爆炸过程中的压力变化曲线, 可以看出, 随着反应的进行, 爆炸压力逐渐上升, 直到最大值, 在300 K温度条件下, 压力最大值约为0.93 MPa。模拟过程中当爆炸压力上升到最大值后维持不变, 而在实验过程中压力会逐渐下降。原因在于:在实验条件下, 系统并非理想条件, 容器壁面由于冷却效应或气体泄漏与外界存在热交换, 造成能量损失, 爆炸压力在上升到最大值后逐渐衰减。在模拟条件下, 罐体表面为绝热条件, 整个系统是个统一的整体, 没有造成热量的损失。

图4为环境温度在300～1 050 K时, 瓦斯爆炸最大压力的变化曲线, 可以看出, 随着环境温度的升高, 最大爆炸压力降低。当环境温度在900 K以内时, 环境温度与最大爆炸压力之间近似呈反比例函数关系;当超过900 K时, 随着环境温度的升高, 最大爆炸压力值变化不大。在300 K条件下, 爆炸最大压力值约为0.93 MPa;而初始条件为450, 600 K时, 最大爆炸压力分别为0.57, 0.42 MPa。当环境温度由300 K升高到600 K时, 瓦斯爆炸后的最大压力值下降了约0.51 MPa。运用数学软件对模拟所得数据进行拟合, 得出最大爆炸压力与环境温度之间的近似关系式:

undefined

式中a, b均为系数, a=-0.275 8, b=0.004 5。

4 结论

1) 随着环境温度的升高, 瓦斯爆炸后火焰温度的起始升高时间明显加快, 温度值增加不大。瓦斯与空气的混合气体燃烧爆炸反应释放的热量基本不变, 火焰温度的升高主要是由于初始环境温度升高带来的热量。

2) 随着初始环境温度的升高, 瓦斯燃烧爆炸反应速率随之增加。在20 L爆炸特性容器中, 环境温度为475 K时, 可燃气体完全反应的时间为60 ms;在300 K条件下, 瓦斯燃烧爆炸反应全部完成, 达到最大爆炸压力的时间约为130 ms。

3) 瓦斯爆炸最大压力随着初始环境温度的升高而降低。当环境温度从300 K上升到600 K时, 爆炸最大压力值下降了约0.51 MPa。最大爆炸压力与环境温度之间近似呈反比例函数关系。

参考文献

[1]王华, 邓军, 王连华, 等.可燃性气体爆炸研究现状及发展方向[J].矿业安全与环保, 2008, 35 (3) , 23-24, 27.

[2]王磊, 司荣军, 张延松, 等.瓦斯爆炸数值模拟研究[J].矿业安全与环保, 2009, 36 (S1) , 23-24, 27.

[3]韩占忠, 王敬, 兰小平.FLUENT流体工程仿真计算实例与应用[M].北京:北京理工大学出版社, 2004.

[4]张延松.瓦斯煤尘爆炸数值模拟研究[C]//第九届全国爆炸与安全技术学术会议论文集, 2006.

[5]严清华.球形密闭容器内可燃气体爆炸过程的数值模拟[D].大连:大连理工大学, 2004.