爆轰火焰在管道阻火器内的传播与淬熄特性

孙少辰，毕明树，刘　刚，邓进军，3

（1大连理工大学化工机械学院，辽宁 大连 116024；2沈阳特种设备检测研究院，辽宁 沈阳110035；3大庆师范学院化学工程学院，黑龙江 大庆163712）



爆轰火焰在管道阻火器内的传播与淬熄特性

孙少辰1，2，毕明树1，刘刚2，邓进军1，3

（1大连理工大学化工机械学院，辽宁 大连 116024；2沈阳特种设备检测研究院，辽宁 沈阳110035；3大庆师范学院化学工程学院，黑龙江 大庆163712）

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。

阻爆实验系统；爆轰火焰；波纹管道阻火器；爆炸压力；安全阻火速度

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151383

引　言

在石油工业中，阻火器广泛应用于石油及石油产品的储罐上和输送石油气体的管线上。当储存轻质石油产品的油罐遇到外界明火或雷击火花时，就有可能引起燃烧或发生爆炸，为防止此危险应安装阻火器。阻火器常用于输送易燃气体的管道上，假若管道上的易燃气体被引燃，气体火焰就可能传播到整个管网，为了避免，也应采用阻火器。阻火器的作用就是试图在火焰发生发展的初期就能抑制火焰的传播，或者即使发生爆轰，利用阻火器也能有效抑制［1-9］。

作为阻爆抑爆的关键部件，阻火器一旦失效，会造成大量的人员伤亡和严重的财产损失。但国内外学者相关报道相对较少［10-19］，而且，针对管道阻火器内的爆轰情况，由于较为复杂，相关的研究成果更少。

Cubbage［20］采用城市煤气-空气的预混气体对波纹型阻火器进行阻爆轰实验结果显示，在波纹的高度足够小，阻火单元厚度足够薄的情况下，可发生淬熄现象，且阻火器没有产生机械损伤。Cubbage指出，当阻火单元包含在外壳内，且外壳尺寸相对于管道尺寸呈扩张趋势时，壳体会使爆轰火焰速度降低，其实验结果同样适用于其他燃料-空气的预混气体。

Maas等［21］采用城市煤气-空气、甲烷-空气的预混气体，在D=50 mm、L=42 m的管道中进行了阻爆轰实验研究。测试时，气体分别处于静止、流动状态。点火装置分别安装在阻火器上下游。结果显示，在当时的测试条件下，阻火器可以阻挡强烈的爆轰，但受条件限制并没有测量准确的数据如火焰传播速度。

Kersten等［22］建立了透明实验装置并在其中放置阻火器，对欧洲阻火器新标准进行了研究，并采用高速摄像机拍摄了爆燃火焰、DDT过程以及爆轰火焰在阻火器内传播的图像。在实验中观察到火焰传播现象可分为两种：（1）间接火焰传播，即火焰先在阻火单元内淬熄，然后被反应组分或者燃烧气体重新点燃；（2）直接火焰传播，即在相同条件下，火焰直接传播到被保护侧。爆轰实验采用乙烯-空气预混气体，阻火器安装在管道末端。实验现象表明，由于入射激波和反射激波叠加产生的加热气体，使其点火侧的燃烧亮度明显增加。在强爆燃实验中，火焰穿透阻火器时伴随球形锋面和强光亮。实验结果显示，在爆燃转爆轰的过程中，爆炸超压值和火焰传播速度都有显著提升，对火焰的直接观察能够为优化阻火器提供依据。

可以看出，虽然相关学者取得了一定的进展，但总体来说还远远不够，主要有两方面原因：一方面，由于受到实验设备造价高、实验参数控制困难、实验测量的精度和可靠性不高以及实验过程监测困难等诸多因素的影响，对管道阻火器内爆轰火焰传播现象的实验研究还不够完善，即使是同样的实验条件，不同文献中的实验结果也相差很大；另一方面，经检验合格的阻火器在实际使用中还是会发生阻火失效，以致产生爆轰现象等重大爆炸事故，这说明对爆轰火焰在管道阻火器内的传播规律的研究在系统性和深入程度及爆轰阻火器的设计与选型方面还存在一些欠缺。

相对爆燃来讲，人们对爆轰波的认知要迟得多。爆轰强大的破坏能力远远超过了人们对爆燃波的把握与理解，也因此引起众多学者的研究兴趣，尤其是如何有效抑制爆轰，是所有研究爆燃和爆轰首先需要面对的问题。因此，本文基于高精度的阻爆轰实验系统，开展了爆轰火焰在管道阻火器内传播过程的实验研究。主要分析丙烷-空气、乙烯-空气、氢气-空气预混气体爆轰火焰在不同规格的管道阻火器内的传播与淬熄的规律。充分考虑可燃气体组分、管道几何尺寸、管道壁面粗糙度等多因素耦合的影响，研究预混火焰在管道阻火器内的传播特性，如火焰传播速度、爆炸压力等参量的变化规律，对阻火器抑制爆轰的实验现象进行初步的探讨。同时本文利用经典的传热学理论并结合大量实验数据，推导出了阻火单元厚度与爆轰火焰速度之间的关系，提出了丙烷-空气、乙烯-空气、氢气-空气预混气体爆轰条件下的安全阻火速度的计算公式，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。

图1　实验系统结构Fig.1　Experimental system structure diagram

1　实验系统

阻爆实验装置属非标设备，需要自己设计或制作。实验系统结构如图1所示，由阻火器、实验管道、数据采集控制系统、压力传感器、火焰传感器、点火源、配气系统、气体分析仪等组成［23］。

测试阻火器为波纹板式管道爆轰型阻火器。实验管路为无缝钢管，其管道应与阻火器连接且直径为D。管道两端用法兰密封，在左端采用火花塞点火。实验管道采用分段连接方式，为了防止爆轰产生的巨大冲击力，在点火端和末端分别放置支架，同时保证管道长度可形成稳定爆轰，不同活性气体点火端管道长径比数值见表1。压力传感器和火焰传感器的响应频率为200 kHz，且传感器位置满足ISO 16852： 2008《Flame arresters—Performance requirements， test methods and limits for use》和GB/T 13347—2010《石油气体管道阻火器》的要求，可以测试火焰到达阻火器处的火焰传播速度和爆炸压力值。其中，L3=200 mm±50 mm；L4≥3D且小于100 mm；L5≥500 mm。压力传感器安装位置距阻火器接口的长度应为200 mm±50 mm。数据采集系统每通道采样率为2 Mb·s-1。混合气体采用控制流量法进行配制，为了使预混气体充分混合，需保证静止混合的时间不少于30 min。实验初始压力为常压，点火能量约为10 mJ。实验分别采用体积浓度为4.2%、6.6%、28.5%的丙烷、乙烯、氢气介质。其中丙烷的纯度大于96%，乙烯和氢气的纯度为99.98%。

表1　R不同介质稳定爆轰长径比值Table 1　Stabile detonation length-diameter ratio of different media

2　实验结果及讨论

2.1预混气体爆炸特征

为了更好呈现整个爆炸过程中的压力变化，仅截取部分实验曲线。图2～图4分别为不同管径条件下，丙烷-空气、乙烯-空气、氢气-空气预混气体在管道阻火器的爆炸压力曲线。

图2　丙烷浓度为4.2%时不同规格管道阻火器内爆炸压力变化过程Fig.2　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 4.2% C3H8-air

从图中可以看出，预混气体从点燃到火焰淬熄过程历时较短（约55 ms左右），总体可分为4个阶段。

（1）缓慢燃烧阶段。在这一阶段，放热化学反应阵面前气流位移很小，火焰速度相对爆轰管道也较小，火焰的传播主要靠温度、组分的扩散，流动速度低，火焰传播速度低，但持续时间较长。

（2）快速燃烧阶段。在这一阶段，由于未燃气体与管道壁面的相互作用，湍流火焰出现，冲击波形成，爆炸过程加速。这里流动及火焰传播的加速、湍流及反应扩散的不稳定性起主要作用。

（3）加速燃烧阶段。在这一阶段，DDT过程发生，但持续时间非常短。这一过程包含了多种因素的相互作用，如流动的不稳定性、化学反应与流动相耦合以及激波与湍流边界层的相互作用等，产生超高压。由于燃烧形成的扰动波导致前导冲击波的强度增大，流动速度增加，反应流动的不稳定性占据主导地位，火焰突然加速，伴随着流场局部位置气流参数的突跃。同时加速火焰追赶前驱压力波，与其相耦合，形成爆轰波。

图3　乙烯浓度为6.6%时不同规格管道阻火器内爆炸压力变化过程Fig.3　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 6.6% C2H4-air

（4）压力振荡阶段。此阶段持续时间较长，爆炸压力持续振荡。随着火焰阵面与阻火单元接触，爆轰波能量逐渐减弱。同时伴随着稀疏波的作用，爆轰波要衰减，诱导激波与化学反应区要分离，诱导区后的压力和温度要降低。在这两种机制作用下，爆轰波在管道阻火器内产生淬熄现象，使爆炸压力迅速降低，直至整个爆炸过程结束。而且，在整个爆炸过程中，超压曲线振荡较为剧烈。

从实验现象上判断，爆轰波遇到管壁和阻火单元时会发生类似冲击波的正规反射和马赫反射现象。因此，在整个爆炸过程中，压力不断振荡。对比不同预混气体的爆炸过程，在不同管径约束条件下，其爆炸压力变化过程曲线区别不大。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。可以看出，边界条件的特征尺寸对这两种气体的爆轰压力影响较大。而氢气-空气预混气体，由于其活性较高，受温度的影响较大。化学反应对温度上升非常敏感，温度升高导致化学反应加快，而反应加快又将促使温度上升，形成了一个正反馈过程，因此爆炸压力峰值随管径的增加呈递增趋势。

图4　氢气浓度为28.5%时不同规格管道阻火器内爆炸压力变化过程Fig.4　Explosion pressure time history for different specifications flame arrester of 28.5% H2-air

实际上，爆轰波的传播依赖于壁面边界条件，由于连接爆轰实验的管道并不是绝对光滑的，较为粗糙。粗糙表面和阻火单元通过前导激波的反射产生湍流和横波。横波间的互相作用导致了马赫杆的形成，从而在远离壁面处产生了局部热点。此外横波还提供了一种产生旋涡的有效途径。压力波动与反应区中的强密度梯度场相互作用，并通过斜压扭矩机理产生旋涡。由于激波反射造成局部高温以及湍流，从而促进了反应区内的混合并提高化学反应速率，对于活性较高的氢气介质更是如此。

爆轰波和冲击波在结构和本质等方面都有着极大的区别，因此冲击波与爆轰波在发生反射时的特征同样也有很大区别。爆轰波和阻火单元作用的规律不能直接用冲击波的理论来描述，有两方面原因，一是爆轰波并不是简单的冲击波，它与化学反应耦合，而且化学反应区有一定的厚度；二是爆轰波自身也有着十分复杂的胞格结构，比如爆轰波本身就有一个或多个三波点。冲击波和障碍物相互作用的研究工作已经十分深入，然而爆轰波遇到障碍物（阻火单元）以后的反射问题至今仍然是一个机制不清的课题，这可能与爆轰波结构的不稳定性、化学不确定性相关。

2.2爆轰速度变化特性

一般情况下，爆轰速度随着管道的边界条件连续变化。当水平管道中放置阻火器时，边界条件的影响愈加明显。由于沿管轴存在一个与狭缝小孔开口相对应的“贯穿”区域，因此，当波纹高度进一步减小时，可以使传播机制发生从爆轰到爆燃的明显转变，从而抑制了爆轰机制。而且在阻火单元内，爆轰波并不是沿着管轴方向直线传播的。实验显示阻火单元对爆轰波的传播有强烈的抑制作用，在实验中，所观测到的最小爆轰速度约只有CJ值的65%左右，这与前人的实验结果非常相似［4］。当形成稳定爆轰时，爆轰波进入阻火单元（障碍物），可绕过障碍物发生衍射和在阻火单元内部再起爆。但当狭缝通道尺寸很小时（如氢气阻火器波纹高度为0.2 mm），绕过障碍物的衍射可造成局部熄爆，因此在实验中并没有发现熄爆的爆轰波再起爆现象（火焰传感器没有探测到信号）。

图5　丙烷-空气混合气体爆轰速度分布Fig.5　Detonation velocity distribution for 4.2% C3H8-air

本节中，针对每一种预混气体，在不同尺寸的管道阻火器中分别进行3组阻爆轰实验，每组实验测试20次，并记录13次有效阻火的火焰传播速度值。图5～图7分别为丙烷-空气、乙烯-空气、氢气-空气预混气体的爆轰速度分布，其值均为有效阻火速度。从图中可以看出，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-空气的爆轰速度较高。对于丙烷、乙烯-空气预混气体，初始压力一定的条件下，爆轰速度并没有明显变化。但随着管径增加，爆轰速度趋于稳定；氢气-空气预混气体在D=15 mm的管道阻火器内的爆轰速度稍高，而且在大尺寸管径中，其速度也逐渐趋于稳定。这说明，当初始压力一定时，小尺寸的管道中氢气-空气预混气体爆轰过程受约束较为明显。综合实验结果可以判断，随着管道直径增大，管道边界的效应影响加重，容易导致热量及动量的损失，这些损失会引起爆轰速度的下降。在爆轰波之后的边界层导致反应区中的流场扩散，这种效应类似于爆轰波波前的曲率小于临界值而导致爆轰波传播速度的下降，甚至可能引起爆轰的失效。由于黏性力和热量传递正比于润湿面积，而爆轰波相关的总动量取决于体积，也就是管道截面面积乘以反应区的厚度，所以可以认为爆轰速度亏损依赖于表面积与体积之比。可以看出，如果管道的直径持续下降，在其中传播的爆轰最终将会熄灭，这是由于边界的特征长度过小以至于不能使爆轰的化学长度与之耦合。而且，实验结果显示，当管径尺寸不断增加时，随着管壁热损失增大及其阻力因素等而使爆轰速度逐渐趋向平稳。另外，由于激波反射产生横波、局部高温和湍流，这些因素都促使未反应的物质在反应区中更好地混合，并提高化学反应速率。虽然爆轰速度有所下降，但激波反射产生的局部高温和粗糙表面形成的湍流使得爆轰变得更强。

图6　乙烯-空气混合气体爆轰速度分布Fig.6　Detonation velocity distribution for 6.6% C2H4-air

图7　氢气-空气混合气体爆轰速度分布Fig.7　Detonation velocity distribution for 28.5% H2-air

可以看出，对于活性很高的预混气体，其爆轰胞格尺寸相对于阻火单元狭缝空间的基准尺寸要小，就像在管道中设置障碍物一样，爆轰速度随着混合物活性的降低而降低。同时由于ZND爆轰波诱导区长度增加，由管道边界层扩散所导致的能量损失将逐渐增大，从而导致爆轰波波后化学反应区内的化学反应减缓，单位时间反应所产生的能量减小，与vCJ相比其速度亏损较高。而且，实验结果还显示，当预混气体初始压力一定时，混合气体的最小传播速度与管道内径关系不大，其中丙烷-空气、乙烯-空气混合气体约为0.7vCJ；氢气-空气混合气体的最小传播速度约为0.65vCJ。

3　爆轰安全阻火速度计算模型

安全阻火速度即在规定的距离之内，将实验装置内充装有一定比例的可燃气体点燃后所产生的火焰不能穿过被测试的阻火器，火焰被阻止或熄灭，这时阻火器能够阻止的最大火焰传播速度为安全阻火速度。阻火器的设计与安全阻火速度有着直接关系，阻火器应根据不同的火焰速度设计成不同的结构。而安全阻火速度又与所使用的介质种类及相关实验条件有关系。

爆燃波通过火焰区的质量扩散和热扩散使前方反应物着火，从而实现火焰传播。其传播速度由质量扩散率和热扩散率决定，并且扩散通量依赖于维持跨过火焰前后大梯度的反应速率。而爆轰波则是一道超声速压缩激波，它通过前导激波扫过混合物时的绝热压缩加热来点燃混合物。前导激波反过来又通过正在反应的气体及产物相对于锋面的反向膨胀来维持，因此反向膨胀提供了驱动激波所需的前向推力。传播中火焰前方通常存在1道前导激波，这使得火焰相对于静止坐标系以超声速传播。可以看出，爆轰能量传递方式为冲击波压缩，这与爆燃火焰以热传导为主的能量传递方式不同。传热方程一般适用于稳态湍流，而实际的流动却是瞬态的；且由于火焰传播的同时伴随着激波，因此无法准确了解燃烧产物的初始状态和最终状态。所以与精确的传热计算结果相比，爆轰火焰的安全阻火速度只能采取近似的计算方法求解。

前人研究成果显示，壁面传热作用是火焰熄灭的主要原因［4，20］。所以，根据经典的传热学理论，可将阻火单元看作一个换热器。对于波纹管道阻火器，假设阻火单元波纹高度为a，狭缝通道的长度即阻火单元厚度为l，hl为热交换系数，Al为狭缝通道的金属表面积，Δtm为对数平均温差，因此传热量q可采用式（1）进行计算［20］

该传热量q等同于高温气体散失的热量，所以

式中，A为狭缝通道的横截面积；G为单位面积的质量流量；t1为狭缝通道入口处的气体温度；t2为出口处温度；cp为燃烧产物在t1～t2温度范围内的平均比热容。根据传热学理论，hl可采用式（3）计算［24］

式中，d为狭缝通道的水力直径，fμ和fk分别为燃烧产物在传热膜温度ft下的黏度和热导率；wt为壁面温度；bt为流体主体温度。

图8为波纹阻火器阻火单元示意图［1］，如图所示，阻火单元由3层超薄的不锈钢板制成：中间层钢板被压成波型，上下两层为平面钢板。两种钢板之间由无数个断面为等边三角形的直通流道组成。

图8　阻火单元结构Fig.8　Structure of flame arrester element

因此式（2）中

由于任意爆轰速度v所对应的阻火单元厚度l，其t1和t2是相同的，因此t1、t2、tL和cp与爆轰速度和阻火单元厚度无关。所以式（2）可写成

或者

在式（3）中

同样，μ和k与爆轰速度和阻火单元厚度无关。则

综合式（9）与式（12）可得出

即

可以看出，对于指定的阻火单元波纹高度，v1/5与l呈比例。因此，采用丙烷-空气、乙烯-空气、氢气-空气预混气体在阻火单元厚度分别为50、60、75、100、120、150 mm的波纹管道阻火器内进行阻爆轰测试，其成功阻火的火焰传播速度值与阻火单元的厚度值如图9～图11所示。其中，阻火单元波纹高度分别为0.7、0.5、0.2 mm。

图9　丙烷-空气阻火单元厚度与爆轰阻火速度的关系Fig.9　Correlations of flame arrester element with detonation velocity for C3H8-air

如图所示，在成功阻火的条件下，l与v1/5基本呈直线关系，因此可根据实验结果线性拟合出阻火单元厚度与爆轰火焰传播速度之间的关系，如图中直线所示。即不同活性预混气体的爆轰安全阻火速度经验公式为：丙烷-空气预混气体

乙烯-空气预混气体

氢气-空气预混气体

图10　乙烯-空气阻火单元厚度与爆轰阻火速度的关系Fig.10　Correlations of flame arrester element with detonation velocity for C2H4-air

图11　氢气-空气阻火单元厚度与爆轰阻火速度的关系Fig.11　Correlations of flame arrester element with detonation velocity for H2-air

式中，l为阻火单元厚度，m；v为爆轰火焰传播速度，m·s-1。总体上讲，经验公式的最大相对误差仅为10.9%，因此，可以认为其计算结果较为合理。

需要说明的是，式（15）～式（17）为经验公式，考虑到一定的安全因素，采用其计算值只能作为阻火单元阻止爆轰火焰速度的参考，而设计阻火器时，阻火单元的有效阻止爆轰火焰速度还需通过不断实验确定。

4　结　论

（1）不同活性预混气体在管道阻火器内的爆炸过程持续时间非常短，一般可分为4个阶段，包括缓慢燃烧阶段、快速燃烧阶段、加速燃烧阶段和压力振荡阶段。其中丙烷-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，氢气-空气预混气体在管道阻火器内的爆炸压力峰值随管径的增加呈递增趋势。

（2）对火焰传播速度的实验研究结果表明，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-空气的稳定爆轰速度较高。丙烷、乙烯-空气预混气体在初始压力一定的条件下，爆轰速度并没有明显的变化，随着管径的增加，爆轰速度趋于稳定。氢气-空气预混气体在D=15 mm的管道阻火器内的爆轰速度稍高，在大尺寸管径中，其速度也逐渐趋于稳定。

（3）从经典的传热学理论出发，针对波纹板式管道爆轰型阻火器，推导出阻火单元厚度与爆轰火焰速度之间的关系，同时提出了爆轰条件下不同活性气体安全阻火速度的计算公式。该公式得到了实验的验证，为工业装置阻火器的设计与选型提供了更为准确的参考依据。

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Detonation flame propagation and quenching characteristics in crimped-ribbon flame arrester

SUN Shaochen1，2， BI Mingshu1， LIU Gang2， DENG Jinjun1，3
（1School of Chemical Machinery， Dalian University of Technology， Dalian 116024， Liaoning， China；2Shenyang Institute of Special Equipment Inspection and Research， Shenyang 110035， Liaoning， China；3College of Chemical Engineering， Daqing Normal University， Daqing 163712， Heilongjiang， China）

A self-designed explosion suppression experimental system including sensor detection system， gas mixing equipment， data acquisition device and electric spark ignition device was set up to investigate various fuel/air premix detonation flame propagation and quenching by crimped-ribbon flame arresters in horizontal pipe that closed at both ends. Detonation experiment showed that when the concentration of flammable gas was close to the stoichiometric ratio， （4.2% propane， 6.6% ethylene and 28.5% hydrogen， percentage by volume）， the evolution process from ignition to flame quenching was very short. It could be divided into four stages： slow rise，quick rise， accelerate rise and pressure fluctuation. The peak detonation pressure for propane-air and ethylene-airwas higher in D=80 mm flame arrester than other diameters. When pipe diameter increased to 400 mm， the detonation pressure was decreased gradually， especially for ethylene-air the pressure was only about 3 MPa. However， the peak detonation pressure of hydrogen-air was gradually increased with the increase of the pipe diameter. The result on detonation velocity indicated that its value for the premixed gas of propane-air was quite close to ethylene-air， even a little higher. However， the value of hydrogen-air premixed gas was relatively high. With the increase of the pipe diameter， the detonation velocity tended to be more stable due to the wall heat loss，the resistance factors and some other reasons. At the same time， it might be expected that the detonation safety flame velocity would be proportional to element thickness base on the classic theory of the heat transfer. Then， by using the experimental data， the detonation safety flame velocity calculation method was derived， which would provide more accurate reference for design and selection of crimped-ribbon flame arrester.

date： 2015-09-01.

Prof. BI Mingshu， bimsh@dlut.edu.cn

supported by the Shenyang Science and Technology Project （F14-048-2-00） and the Youth Foundation of Daqing Normal University （12ZR19）.

explosion suppression experimental system； detonation flame； crimped-ribbon flame arrester；detonation pressure； safety flame velocity

X 937

A

0438—1157（2016）05—2176—09

2015-09-01收到初稿，2016-01-25收到修改稿。

联系人：毕明树。第一作者：孙少辰（1983—），男，博士研究生，工程师。

沈阳市科技计划项目（F14-048-2-00）；大庆师范学院青年基金项目（12ZR19）。