孫少辰畢明樹(shù)丁春輝胡熙玉劉 剛封 宇

(1.大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院,遼寧大連116024; 2.沈陽(yáng)特種設(shè)備檢測(cè)研究院,遼寧沈陽(yáng)110035)

波紋管道阻火器內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ膶?shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究*

孫少辰1,2,畢明樹(shù)1,丁春輝2,胡熙玉2,劉 剛2,封 宇2

(1.大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院,遼寧大連116024; 2.沈陽(yáng)特種設(shè)備檢測(cè)研究院,遼寧沈陽(yáng)110035)

對(duì)乙烯-空氣預(yù)混火焰在波紋管道阻火器中的傳播與淬熄過(guò)程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究,實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示:當(dāng)乙烯接近當(dāng)量濃度時(shí),預(yù)混氣體爆炸壓力變化過(guò)程可分為4個(gè)階段,等壓燃燒階段、緩慢上升階段、快速上升階段和壓力振蕩階段;在爆炸過(guò)程中,由于反射壓力波和火焰相互作用的影響,超壓值出現(xiàn)多次振蕩,壓力振蕩階段一般可以持續(xù)數(shù)十毫秒;乙烯-空氣火焰?zhèn)鞑ニ俣入S管徑增加、阻火單元波紋高度減小呈遞增趨勢(shì),而且隨著阻火單元厚度的增加,阻火器的阻火能力明顯提高,可以更有效地使火焰淬熄。數(shù)值模擬結(jié)果顯示:在管道封閉端點(diǎn)火后,火焰面呈半球形并以層流擴(kuò)散的方式向四周傳播;當(dāng)火焰?zhèn)鞑サ焦艿辣诿鏁r(shí),在管道壁面的約束作用下,火焰面發(fā)生變形,壁面附近的火焰逐漸超過(guò)了管道軸線附近的火焰,最后形成了“郁金香”狀的火焰結(jié)構(gòu);當(dāng)爆燃火焰經(jīng)過(guò)阻火單元時(shí),高溫已燃?xì)怏w被其吸收大量熱量,同時(shí)在反應(yīng)區(qū)產(chǎn)生的稀疏波作用下,氣體溫度逐漸降低、化學(xué)反應(yīng)速率迅速減小,最終導(dǎo)致火焰被熄滅。通過(guò)模擬計(jì)算結(jié)果可以看出,在整個(gè)爆炸過(guò)程中,火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c爆炸壓力波動(dòng)均較為明顯。并提出了孔隙率和阻火單元厚度對(duì)火焰?zhèn)鞑サ挠绊憴C(jī)制?；趥鳠釋W(xué)理論模型,并結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),得出了爆燃火焰速度與爆炸壓力之間的關(guān)系,為工業(yè)裝置阻火器的設(shè)計(jì)和選型提供更為準(zhǔn)確的參考依據(jù)。

波紋阻火器;淬熄;“郁金香”火焰;爆燃火焰速度;爆炸壓力

阻火器是一種用來(lái)阻止易燃?xì)怏w和易燃液體蒸氣火焰蔓延的安全裝置,近年來(lái)已被廣泛應(yīng)用在石油化工、天然氣等工業(yè)領(lǐng)域,特別是波紋板型管道阻火器。管道截面被其阻火單元分成許多截面,形狀為小三角形,一個(gè)三角形孔就是一個(gè)狹窄通道?；鹧?zhèn)鞑r(shí),管道中的火焰面通過(guò)這些狹窄通道,火焰會(huì)被熄滅[1]?，F(xiàn)代工業(yè)頻繁發(fā)生可燃?xì)怏w的爆炸事故,造成大量的人員傷亡及財(cái)產(chǎn)損失,因此抑制管道內(nèi)可燃?xì)怏w燃燒爆炸已逐漸成為安全技術(shù)領(lǐng)域的一項(xiàng)重要課題。

雖然管道阻火器是阻爆抑爆的關(guān)鍵部件,但是國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其的研究仍然較少,內(nèi)容主要包括實(shí)驗(yàn)和理論兩個(gè)方面。P.A.Cubbage[2]采用城市煤氣-空氣預(yù)混氣體對(duì)波紋型阻火器進(jìn)行阻爆轟實(shí)驗(yàn)的結(jié)果顯示,在波紋高度足夠小、阻火單元厚度足夠薄的情況下,火焰可發(fā)生淬熄現(xiàn)象,并且阻火器沒(méi)有產(chǎn)生機(jī)械損傷。K.N.Palmer等[3-6]和B.Langford等[7]較早研究了丙烷-空氣爆燃火焰通過(guò)金屬絲網(wǎng)、多孔板、波紋板等具有不同阻火單元的阻火器的淬熄規(guī)律,他們指出不同形式的阻火器都有其臨界阻火速度,其值與阻火單元的厚度和通道的尺寸有關(guān)。當(dāng)火焰速度較低時(shí),阻火器可使火焰淬熄;而高速火焰則可擊穿阻火器。R.P.Wilson等[8]指出火焰能否通過(guò)阻火器取決于阻火器狹縫孔徑的尺寸、阻火單元的長(zhǎng)度、火焰?zhèn)鞑ニ俣纫约白杌鹌鲀?nèi)增加的壓力和溫度等參數(shù)。周凱元等[9]提出對(duì)于阻火器而言,除采用較小的三角形波紋高(即淬熄直徑)和較大三角形截面狹小通道長(zhǎng)度(即淬熄長(zhǎng)度)的波紋板阻火單元外,還必須采取其他措施盡可能衰減進(jìn)入阻火器波紋板阻火單元之間的爆轟波強(qiáng)度。

雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究,并取得了一定的進(jìn)展,但總體來(lái)說(shuō)還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠,主要表現(xiàn)在以下兩個(gè)方面:一是經(jīng)檢驗(yàn)合格的阻火器在實(shí)際使用中還是會(huì)發(fā)生阻火失效,以致產(chǎn)生爆炸等重大事故,說(shuō)明對(duì)預(yù)混火焰在管道阻火器內(nèi)的傳播規(guī)律研究的系統(tǒng)性和深入程度還存在一些欠缺;二是與已有研究成果相關(guān)的數(shù)值模擬工作還未見(jiàn)報(bào)導(dǎo),隨著計(jì)算機(jī)流體力學(xué)及阻火器抑爆理論的發(fā)展,迫切需要利用數(shù)值模擬方法對(duì)實(shí)驗(yàn)和理論工作進(jìn)行補(bǔ)充和完善。因此,本文中分別從實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬兩個(gè)方向出發(fā),進(jìn)一步探討預(yù)混火焰在管道阻火器內(nèi)的傳播規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

阻爆實(shí)驗(yàn)裝置屬于非標(biāo)設(shè)備,需要自己設(shè)計(jì)或制作。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由實(shí)驗(yàn)管道、阻火器裝置、傳感器系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及配氣系統(tǒng)等部分組成[10],結(jié)構(gòu)如圖1所示,其中L1、L2分別為未受保護(hù)側(cè)、受保護(hù)側(cè)管道長(zhǎng)度。實(shí)驗(yàn)阻火器采用公稱直徑(設(shè)D為管道直徑)為32、80、400 mm的ⅡB級(jí)波紋板式管道爆燃型阻火器(見(jiàn)圖2)。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental system

為了精確測(cè)量阻火器中的火焰?zhèn)鞑ニ俣燃氨▔毫?采用國(guó)際通用的測(cè)試方法,同時(shí)依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求,在實(shí)驗(yàn)管路中接近阻火器的位置安裝高精度的傳感器。其中壓力傳感器和火焰?zhèn)鞲衅鞯捻憫?yīng)頻率均為200 k Hz,并且傳感器位置滿足GB/T 13347-2010《石油氣體管道阻火器》的要求?；旌蠚怏w采用控制流量法進(jìn)行配置,為使預(yù)混氣體充分混合,需保證靜止混合的時(shí)間不少于30 min。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)每通道采樣率為2 Mb/s。實(shí)驗(yàn)采用的乙烯介質(zhì)體積濃度為6.6%,管道長(zhǎng)徑比(L1/D)為50。實(shí)驗(yàn)管路為無(wú)縫鋼管,管道兩端采用法蘭進(jìn)行密封,在左端使用火花塞點(diǎn)火,點(diǎn)火能量約為10 mJ。實(shí)驗(yàn)初始?jí)毫槌骸?/p>

圖2 波紋板管道阻火器Fig.2 Crimped ribbon arrester

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 預(yù)混氣體爆炸特征

不同管徑條件下,乙烯-空氣預(yù)混氣體在管道阻火器的爆炸壓力曲線如圖3所示。需要說(shuō)明的是,為了更好地顯示整個(gè)爆炸過(guò)程中的壓力變化,除去由于點(diǎn)火造成的時(shí)間延遲,圖3中的起始橫坐標(biāo)為點(diǎn)火后時(shí)間。

從圖3中可以看出,整個(gè)爆炸過(guò)程可以分為4個(gè)階段。第一階段(等壓燃燒階段):t=240～313 ms (D=32 mm);t=210～278 ms(D=80 mm);t=210～252 ms(D=400 mm)。該階段中的壓力變化不明顯,火焰速度較低,但是持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng),火焰?zhèn)鞑ブ饕揽拷M分、溫度的擴(kuò)散。第二階段(緩慢上升階段):t=313～327 ms(D=32 mm);t=278～320 ms(D=80 mm);t=252～342 ms(D=400 mm)。由于未燃?xì)怏w與管道壁面的相互作用,該階段出現(xiàn)湍流火焰,爆炸過(guò)程加速;前驅(qū)壓縮波到達(dá)傳感器,并對(duì)該點(diǎn)附近的預(yù)混氣體進(jìn)行加熱和壓縮,導(dǎo)致壓力緩慢上升。第三階段(快速上升階段):t=327～333 ms (D=32 mm);t=320～338 ms(D=80 mm);t=342～350 ms(D=400 mm)?；鹧驿h面到達(dá)測(cè)點(diǎn),爆炸壓力快速上升到達(dá)峰值,并伴隨著小幅波動(dòng)。這里流動(dòng)及火焰?zhèn)鞑サ募铀?、湍流及反?yīng)擴(kuò)散的不穩(wěn)定性起主要作用。該過(guò)程包含多種因素的相互作用,如流動(dòng)不穩(wěn)定性、化學(xué)反應(yīng)與流動(dòng)相互耦合等,逐漸產(chǎn)生了高壓。第四階段(壓力振蕩階段):t=333～380 ms(D=32 mm);t=338～461 ms(D=80 mm);t= 350～485 ms(D=400 mm)。隨著爆炸產(chǎn)物的擴(kuò)散,爆炸壓力不斷降低,產(chǎn)物膨脹速度逐漸降低,壓縮波壓力不斷衰減,同時(shí)伴隨著劇烈的振蕩;而且從此階段開(kāi)始,由于火焰鋒面與阻火單元接觸,阻火單元強(qiáng)烈的傳熱作用導(dǎo)致熱量大量散失。因此在阻火單元內(nèi)部,火焰以層流的方式傳播,直至產(chǎn)生淬熄現(xiàn)象。至此,整個(gè)爆炸過(guò)程結(jié)束。之后,由于阻火器的未受保護(hù)側(cè)與受保護(hù)側(cè)存在壓差,超壓值出現(xiàn)多次振蕩,振蕩階段一般可持續(xù)數(shù)十毫秒。由圖3可知,D=80 mm的管道阻火器內(nèi),壓力產(chǎn)生劇烈波動(dòng),達(dá)到第二個(gè)峰值;D=400 mm的管道阻火器內(nèi),由于邊界條件的約束,壓力波動(dòng)更為劇烈,在t=460 ms時(shí),達(dá)到新的峰值,形成二次反沖過(guò)程。此外,乙烯阻火器的波紋高度為0.5 mm,增大了火焰鋒面與阻火單元的接觸面積,導(dǎo)致熱量損失增加,使得火焰更容易熄滅,因此整個(gè)爆炸過(guò)程持續(xù)時(shí)間不長(zhǎng)。

圖3 乙烯濃度為6.6%時(shí)不同規(guī)格管道阻火器內(nèi)爆炸壓力變化過(guò)程Fig.3 Explosion pressure history for different specifications of the flame arrester with 6.6%C2H4-air

整個(gè)爆炸過(guò)程中,爆炸壓力的變化過(guò)程較為復(fù)雜,而且伴隨著劇烈波動(dòng),這主要與反射壓力波和火焰相互作用的影響有關(guān)。反射壓力波不僅對(duì)傳播過(guò)來(lái)的火焰波陣面產(chǎn)生影響,而且會(huì)對(duì)爆炸的持續(xù)性產(chǎn)生影響。反射壓力波的形成主要有以下3個(gè)方面的原因。

(1)壓力波在管道阻火器內(nèi)傳播過(guò)程中,會(huì)受到管道壁面的制約及摩擦,導(dǎo)致氣流發(fā)生折轉(zhuǎn),形成壓力波遇到管壁產(chǎn)生的反射現(xiàn)象。根據(jù)反射理論,當(dāng)入射角很小時(shí),壓力波會(huì)發(fā)生規(guī)則反射;當(dāng)入射角逐漸增大,直至臨界值時(shí),則開(kāi)始出現(xiàn)Mach反射,此時(shí),反射壓力波并不直接與壁面接觸,而是產(chǎn)生一個(gè)新的波陣面直立于壁面之上,如圖4所示。

圖4 馬赫波形成過(guò)程Fig.4 Formation process of Mach wave

(2)當(dāng)壓力波在管道阻火器內(nèi)傳播過(guò)程中遇到阻火單元和管道終端封閉壁面時(shí),與兩個(gè)狹縫通道之間的器壁以及封閉終端會(huì)發(fā)生反射現(xiàn)象(如圖5和圖6所示)。通常,反射壓力波會(huì)引起逆向的氣流,明顯改變火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程。隨著入射壓力波強(qiáng)度不斷增加,反射壓力波強(qiáng)度成倍增長(zhǎng),由此可見(jiàn),壓力波的反射現(xiàn)象會(huì)大大抑制火焰的傳播。

(3)壓力波經(jīng)過(guò)阻火器時(shí),受到阻火器外殼的擴(kuò)張腔和狹縫通道的擾動(dòng),在反應(yīng)區(qū)會(huì)形成稀疏波(如圖6和圖7所示)。在壓力波接近狹縫通道時(shí),交界面處充滿了可燃?xì)怏w,因此在交界面處會(huì)產(chǎn)生相反方向的稀疏波以及透射波,對(duì)火焰?zhèn)鞑テ鸬揭种谱饔?。?dāng)反向稀疏波到達(dá)火焰面時(shí)與之發(fā)生相互作用,促使由層流向湍流轉(zhuǎn)變時(shí),壓力持續(xù)升高,同時(shí)伴有明顯的振蕩。

圖5 壓力波在剛壁面的正反射Fig.5 Reflection of the pressure wave against the wall

圖6 壓力波經(jīng)過(guò)阻火器時(shí)的傳播過(guò)程Fig.6 Process of the pressure wave passing through the flame arrester

圖7 壓力波平掠可燃?xì)怏w界面時(shí)的波系作用機(jī)制Fig.7 Formation process of rarefaction waves against the narrow channel

2.2 火焰速度變化規(guī)律

分別采用管道直徑(D)為32、80、400 mm的阻火器進(jìn)行阻爆測(cè)試實(shí)驗(yàn),每組實(shí)驗(yàn)均測(cè)試20次,并記錄13次有效阻火時(shí)的火焰?zhèn)鞑ニ俣?得到不同管道直徑條件下火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊姆植记闆r如圖8所示。由圖8可知,D=32 mm時(shí),平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?9 m/s,最大阻火速度為71 m/s;D=80 mm時(shí),管道平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?7 m/s,最大阻火速度為79 m/s;D=400 mm時(shí),管道平均火焰速傳播度為103 m/s,最大阻火速度為122 m/s。由此可知,乙烯-空氣火焰?zhèn)鞑ニ俣然旧想S著管道直徑的增大而增大;當(dāng)管道直徑從32 mm增加到80 mm時(shí),火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓^小;而當(dāng)管徑增大到400 mm時(shí),火焰?zhèn)鞑ニ俣仍鏊佥^快。

圖8 乙烯-空氣混合氣體火焰?zhèn)鞑ニ俣确植糉ig.8 Distribution of flame propagation velocity for 6.6%C2H4-air

雖然當(dāng)前驅(qū)壓力波到達(dá)阻火單元、封閉終端或與壁面接觸時(shí),會(huì)產(chǎn)生反射波逆向傳播,但對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊戄^小。這是因?yàn)橐蚁┑幕瘜W(xué)活性相對(duì)較大,預(yù)混氣體爆炸時(shí)火焰?zhèn)鞑ニ俣容^高,前驅(qū)壓力波與火焰鋒面間距很小。當(dāng)反射波傳播到某一截面時(shí),火焰鋒面已通過(guò)該截面,反射壓力波不與火焰鋒面相交,因此對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣扔绊懞苄　?/p>

2.3 阻火單元厚度的影響

波紋板阻火器能否有效阻火主要取決于孔隙(正三角形波紋高度)、狹縫的長(zhǎng)度(阻火單元厚度)和爆燃火焰?zhèn)鞑サ乃俣?。選取D=80 mm的阻火器,在長(zhǎng)徑比(L1/D)分別為10、20、30、40、50、60的條件下進(jìn)行實(shí)驗(yàn),每組實(shí)驗(yàn)記錄13次數(shù)據(jù),得到阻火器長(zhǎng)徑比不同時(shí)的火焰?zhèn)鞑ニ俣热鐖D9所示。可以看出,隨著管道長(zhǎng)徑比的增大,火焰?zhèn)鞑ニ俣然境式凭€性上升趨勢(shì)。當(dāng)長(zhǎng)徑比大于50時(shí),火焰?zhèn)鞑ニ俣韧蝗辉龃?其平均火焰?zhèn)鞑ニ俣燃s為82 m/s。由于乙烯-空氣預(yù)混氣體的火焰?zhèn)鞑ニ俣容^高,火焰通過(guò)阻火單元的時(shí)間更短,火焰鋒面與阻火單元狹縫接觸的時(shí)間進(jìn)一步減少,導(dǎo)致火焰與狹縫通道壁產(chǎn)生的熱損失降低,因此大部分火焰可穿透阻火器。

進(jìn)一步增加D=80 mm管道阻火器阻火盤(pán)數(shù)量,使阻火單元厚度為原來(lái)的兩倍,分別在長(zhǎng)徑比為60、70的條件下進(jìn)行阻爆實(shí)驗(yàn),結(jié)果如圖10所示?？梢钥闯?火焰?zhèn)鞑ニ俣入S長(zhǎng)徑比的增加而增加。而與單倍阻火單元阻火實(shí)驗(yàn)相比(圖9),火焰?zhèn)鞑ニ俣容^低,且所有實(shí)驗(yàn)均成功阻火。其中,長(zhǎng)徑比為60時(shí),火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊钠骄禐?4 m/s,最大阻火速度為84 m/s;長(zhǎng)徑比為70時(shí),其最大阻火速度為114 m/s、平均阻火速度為101 m/s;說(shuō)明隨著阻火單元厚度的增加,阻火器的阻火能力明顯提高,可以更有效地使火焰淬熄。

圖9 乙烯-空氣混合氣體火焰?zhèn)鞑ニ俣?長(zhǎng)徑比曲線Fig.9 Flame propagation velocity vs.length to diameter for C2H4-air

圖10 雙倍阻火單元厚度時(shí)火焰?zhèn)鞑ニ俣确植糉ig.10 Distribution of flame propagation velocity of two elements for 4.2%C2H4-air

2.4 波紋高度的影響

乙烯阻火器阻火單元波紋高度一般為0.5～0.7 mm,這樣可以更有效地抑制火焰?zhèn)鞑?。選用管道直徑D=80 mm、波紋高度為0.5、0.7 mm的阻火器進(jìn)行阻爆實(shí)驗(yàn),每個(gè)規(guī)格阻火器進(jìn)行20次測(cè)試,記錄13次有效阻火時(shí)的數(shù)據(jù),得到實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11所示?？梢钥闯?在成功阻火的條件下,減小波紋高度對(duì)氣體爆燃火焰速度有增強(qiáng)作用。

在成功阻火的條件下,由于波紋高度的減小從整體上改變了預(yù)混氣體的流動(dòng)狀態(tài),使得熱交換和質(zhì)交換顯著增加。而當(dāng)對(duì)流產(chǎn)生時(shí),火焰?zhèn)鞑ニ俣纫矔?huì)隨之增大。因此,火焰?zhèn)鞑ニ俣入S阻火單元波紋高度的減小呈遞增趨勢(shì)。但是,波紋高度過(guò)小會(huì)導(dǎo)致過(guò)高的流體阻力,對(duì)阻火器的使用是極為不利的;波紋高度過(guò)大,阻火器則不能有效阻火。因此,乙烯阻火器的阻火單元波紋高度在0.5～0.7 mm時(shí)較為合理。

圖11 D=80管道中不同波紋高度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.11 Experimental results at different crimp heights in the pipe ofD=80 mm for C2H4-air

3 數(shù)值模擬研究

對(duì)管道阻火器結(jié)構(gòu)進(jìn)行抽象簡(jiǎn)化,采用二維軸對(duì)稱模型,只取一半管道作為計(jì)算區(qū)域,得到相應(yīng)的幾何模型,其結(jié)構(gòu)如圖12所示。其中管道的左端為點(diǎn)火端,阻火器位于管道中間,火焰進(jìn)入阻火單元后向末端傳播或在阻火單元中淬熄。燃燒過(guò)程只考慮單步反應(yīng),采用了標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型來(lái)處理爆炸中出現(xiàn)的湍流,采用EBU-Arrhenius燃燒模型來(lái)模擬可燃?xì)怏w的層流燃燒和湍流燃燒過(guò)程。阻火單元的阻火機(jī)理主要是傳熱效應(yīng),由于預(yù)混火焰與阻火單元壁面不斷產(chǎn)生熱量交換,使熱量快速散失,從而產(chǎn)生淬熄現(xiàn)象。并且當(dāng)介質(zhì)通過(guò)阻火單元時(shí),阻火單元前后會(huì)產(chǎn)生一定的壓降,其壓降大小與其結(jié)構(gòu)及流量有關(guān)。因此,數(shù)值模擬過(guò)程中,可將管道內(nèi)阻火單元區(qū)域統(tǒng)一當(dāng)作多孔介質(zhì)區(qū)域來(lái)處理,其相關(guān)物性參數(shù)由廠家提供。壓力-速度耦合算法選用Fluent里計(jì)算瞬態(tài)問(wèn)題時(shí)推薦的PISO算法求解。

圖12 阻火器管道結(jié)構(gòu)示意圖Fig.12 Sketch of the flame arrester pipe

數(shù)值模擬管道直徑為80 mm,管道長(zhǎng)度為4 000 mm(長(zhǎng)徑比為50)。初始條件采用點(diǎn)點(diǎn)火方式,在已燃區(qū)內(nèi),溫度設(shè)定為乙烯介質(zhì)的絕熱燃燒溫度[11],并且反應(yīng)物濃度為零;未燃區(qū)內(nèi)的溫度設(shè)定為常溫,并且生成物濃度為零。管道、阻火器內(nèi)的壓力均為常壓。為保證點(diǎn)火成功,已燃區(qū)燃燒半徑設(shè)置為20 mm,具體參數(shù)如表1所示,其中Y表示氣體的體積濃度。

表1 乙烯-空氣混合氣體初始條件設(shè)置Table 1 Initial conditions of C2H4-air mixture

3.1 火焰?zhèn)鞑コ跗?/p>

點(diǎn)火后不同時(shí)刻管道阻火器內(nèi)的溫度場(chǎng)如圖13所示。由圖13可知,點(diǎn)火后(2.010 ms),點(diǎn)火點(diǎn)附近的溫度開(kāi)始迅速上升,未燃?xì)怏w燃燒產(chǎn)生的膨脹力推動(dòng)火焰面緩慢向四周傳播?；鹧婷娉拾肭蛐?且較為規(guī)則,并具有清晰的很薄的燃燒界面。此界面將已燃?xì)馀c未燃?xì)夥珠_(kāi),說(shuō)明火焰以層流方式進(jìn)行傳播。當(dāng)火焰面逐漸接近壁面時(shí)(t=5.338 ms),受到壁面摩擦力的影響和管端的約束作用,近壁面處流場(chǎng)會(huì)形成很大的速度梯度。因此,沿管道徑向傳播的火焰速度較快,火焰鋒面的開(kāi)始拉伸變形。

隨著火焰面接觸到管道壁面,火焰面在管道徑向上被拉伸。在管道軸線方向,火焰面繼續(xù)伸長(zhǎng),推動(dòng)未燃混合物向前運(yùn)動(dòng)。然后火焰繼續(xù)向前傳播,火焰面逐漸被軸向拉伸,表面產(chǎn)生褶皺和變形,增大了火焰表面積,因而增大了火焰有效燃燒速度,導(dǎo)致火焰面前進(jìn)的速度明顯加快。由于受壁面阻礙和管端的約束,火焰面繼續(xù)發(fā)生變形,沿壁面的火焰?zhèn)鞑ニ俣容^快,中心線處火焰?zhèn)鞑ニ俣认鄬?duì)較慢,逐漸形成“郁金香”火焰,如圖13(f)所示。

圖13 不同時(shí)刻管道內(nèi)火焰溫度分布Fig.13 Contours of flame temperature at different times in the pipe

3.2 阻火單元對(duì)火焰?zhèn)鞑サ囊种谱饔?/p>

不同時(shí)刻管道阻火器內(nèi)的溫度場(chǎng)如圖14所示。在“郁金香”火焰結(jié)構(gòu)形成后,火焰鋒面不斷向前傳播,同時(shí)伴隨著劇烈的散熱作用,靠近壁面處流場(chǎng)的溫度下降明顯,燃燒強(qiáng)度逐漸被減弱。而管道中心的火焰鋒面則為附近流場(chǎng)提供了較多的能量,因此該處燃燒較為劇烈,火焰?zhèn)鞑ニ俣容^快,同時(shí)伴隨著湍流脈動(dòng)與火焰的相互作用和受管道壁面限制,導(dǎo)致火焰面發(fā)生扭曲變形,朝縱向發(fā)展,促使火焰逐漸由“郁金香”形狀向“指尖”形狀轉(zhuǎn)變,火焰表面積得到顯著增加,如圖14(a)所示[12]。

隨著火焰鋒面不斷向前發(fā)展,當(dāng)前驅(qū)壓力波在傳播過(guò)程中遇到阻火單元和管道終端封閉壁面時(shí)產(chǎn)生的反射壓力波和反應(yīng)區(qū)產(chǎn)生的稀疏波的作用下(見(jiàn)圖5～圖7),形成反向壓力梯度,會(huì)抑制火焰向管道末端方向傳播。隨著時(shí)間的推移,這種影響愈來(lái)愈強(qiáng)烈,導(dǎo)致球面曲率逐漸變小,火焰燃燒表面積也隨之減小,在一定程度上降低了火焰速度,如圖14(b)所示;當(dāng)t=186.64 ms時(shí),火焰鋒面恰好到達(dá)阻火單元表面;之后,阻火單元上游火焰逐漸朝徑向發(fā)展,但火焰鋒面似乎滯留在阻火單元表面上,并未橫向穿越阻火單元;當(dāng)t=197.75 ms時(shí),火焰鋒面的位置基本不再變化,即火焰不能繼續(xù)往前傳播,說(shuō)明爆燃火焰經(jīng)過(guò)阻火單元時(shí),高溫已燃?xì)怏w被其吸收大量熱量,而且在反應(yīng)區(qū)產(chǎn)生的稀疏波作用下,氣體溫度逐漸降低、化學(xué)反應(yīng)速率迅速減小,最終火焰被熄滅。

圖15給出了不同時(shí)刻化學(xué)反應(yīng)速率的分布情況。從圖15中可以看出,隨著時(shí)間的推移,火焰逐漸向阻火單元方向傳播。當(dāng)接觸到阻火單元時(shí),與其發(fā)生熱交換,剛開(kāi)始阻火單元處于冷態(tài),預(yù)混氣體燃燒放熱對(duì)阻火單元進(jìn)行加熱。因此在開(kāi)始階段,阻火單元的溫度是逐漸增加的。這時(shí)如果阻火單元狹縫通道尺寸足夠大,火焰就會(huì)繼續(xù)向上游移動(dòng)。但如果狹縫通道的尺寸足夠小(乙烯阻火器波紋高度為0.5 mm),比表面積非常大,那么預(yù)混氣體的傳熱效應(yīng)就愈加明顯,成為抑制燃燒反應(yīng)發(fā)生的主要因素。當(dāng)t=197.75 ms時(shí),傳熱效應(yīng)擴(kuò)散到整個(gè)狹縫通道中時(shí),燃燒反應(yīng)無(wú)法完成,化學(xué)反應(yīng)速率幾乎為零,說(shuō)明火焰不能在阻火單元內(nèi)部繼續(xù)傳播,即火焰在阻火單元內(nèi)產(chǎn)生淬熄現(xiàn)象。

圖14 不同時(shí)刻管道內(nèi)火焰溫度分布Fig.14 Contours of flame temperatures at different times in the pipe

圖15 不同時(shí)刻管道內(nèi)化學(xué)反應(yīng)速率分布Fig.15 Contours of flame reaction rate at different times in the pipe

3.3 火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c爆炸壓力

3.3.1 火焰?zhèn)鞑ニ俣?/p>

乙烯-空氣爆炸過(guò)程中,火焰鋒面位置和火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時(shí)間的變化關(guān)系如圖16所示,其中,火焰?zhèn)鞑ニ俣仁峭ㄟ^(guò)前后連續(xù)兩個(gè)時(shí)間點(diǎn)的火焰鋒面位置差與時(shí)間間隔之比計(jì)算而得。取火焰位置為管道中心線上火焰鋒面處的x坐標(biāo)值。

從圖16中可以看出:點(diǎn)火之后,預(yù)混氣體被引燃,火焰面積較小,火焰速度較低,約為7 m/s;隨后火焰面逐漸伸長(zhǎng),火焰面積和速度均增加,火焰開(kāi)始加速傳播;當(dāng)火焰?zhèn)鞑ニ俣冗_(dá)到約26 m/s時(shí),由于“郁金香”火焰面的形成,火焰速度開(kāi)始下降;“郁金香”火焰消失后火焰?zhèn)鞑ニ俣仍僖淮渭铀偕仙?達(dá)到第二次峰值;然后火焰?zhèn)鞑ニ俣仍诠艿乐胁粩嗾袷幾兓?直至達(dá)到最高值,約為54 m/s,這與圖8中的火焰速度較為接近;火焰鋒面接觸到阻火單元之后,火焰?zhèn)鞑ニ俣炔粩嘞陆?并且在接近t=200 ms時(shí)趨近于零。

圖16 火焰面位置、火焰速度隨時(shí)間變化關(guān)系Fig.16 Flame front position and flame velocity during explosion in the pipe ofD=80 mm andL1/D=50

3.3.2 爆炸壓力

圖17為數(shù)值計(jì)算所得爆炸壓力隨時(shí)間的變化曲線。可以看出,壓力的上升趨勢(shì)和峰值均與實(shí)驗(yàn)曲線較為接近。在剛開(kāi)始階段,火焰處于等壓燃燒,壓力值幾乎不變。然后隨著產(chǎn)生前驅(qū)壓力波,爆炸壓力開(kāi)始上升,同時(shí)形成“郁金香”火焰。形成“郁金香”火焰之后,爆炸壓力振蕩上升,并在t=186.4 ms時(shí)達(dá)到峰值,約為0.104 MPa。之后,火焰接觸阻火單元,在管道內(nèi)發(fā)生淬熄現(xiàn)象,爆炸壓力振蕩下降。同時(shí),在阻火器受保護(hù)側(cè)與未受保護(hù)側(cè)的壓差的影響下,爆炸壓力再次波動(dòng)上升,達(dá)到第二次峰值,這與圖3(b)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果是非常吻合的。與圖16對(duì)比可知,在長(zhǎng)徑比為50的情況下,火焰速度與爆炸壓力波動(dòng)均較為明顯。

圖17 D=80 mm管道內(nèi)爆炸壓力隨時(shí)間的變化Fig.17 Explosion pressure during explosion in the pipe ofD=80 mm andL1/D=50

3.4 阻火單元厚度和孔隙率的影響

阻火單元對(duì)火焰?zhèn)鞑サ囊种谱饔弥饕w現(xiàn)在孔隙率(波紋高度)、阻火單元的結(jié)構(gòu)(主要是阻火單元的厚度)等物理因素上;同時(shí)還受到流體種類(lèi)、組分、形態(tài)和特性以及燃燒區(qū)域內(nèi)壓力和溫度分布變化情況的影響。將這些影響因素按照其影響大小及變化規(guī)律組合起來(lái),形成統(tǒng)一描述阻爆過(guò)程的數(shù)學(xué)表達(dá)式非常困難,因此一般通過(guò)數(shù)值模擬的方法研究阻火單元厚度與孔隙率等因素對(duì)火焰?zhèn)鞑ヅc熄滅的影響機(jī)制。本節(jié)首先分別在單倍阻火單元厚度和雙倍阻火單元厚度條件下,通過(guò)數(shù)值模擬給出了火焰在D=80 mm管道阻火器內(nèi)的傳播過(guò)程,得到了火焰接近阻火單元時(shí)傳播速度的變化情況,并判斷火焰是否淬熄。模擬工況長(zhǎng)徑比分別為60、70,火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊姆植冀Y(jié)果如圖18所示。

從圖18中可以看出,隨管道長(zhǎng)徑比增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣然境式凭€性上升趨勢(shì)。其中雙倍阻火單元厚度的火焰?zhèn)鞑ニ俣戎瞪缘陀趩伪蹲杌饐卧穸取Ｔ陂L(zhǎng)徑比為60的條件下,全部實(shí)驗(yàn)都成功阻火。在長(zhǎng)徑比為70的條件下,單倍阻火單元阻火失效,這與2.3節(jié)實(shí)驗(yàn)的結(jié)果是一致的,說(shuō)明增加阻火單元厚度可以有效地提高阻火器阻火能力。

圖18 不同阻火單元厚度時(shí)的火焰?zhèn)鞑ニ俣菷ig.18 Flame propagation velocity with different elements for 6.6%C2H4-air

而不同孔隙率(分別取值為0.3、0.5、0.8)條件下,距離阻火器約200 mm位置時(shí)的火焰?zhèn)鞑ニ俣戎捣植既鐖D19所示,模擬工況長(zhǎng)徑比為50。可以看出,大孔隙率的火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷孕∮谛】紫堵实幕鹧鎮(zhèn)鞑ニ俣?。這主要是因?yàn)殡S著孔隙率的增大,計(jì)算模型中的阻火單元比表面積和狹縫通道尺寸都相應(yīng)的增大,滲透率也隨之增大。而孔隙和狹縫通道內(nèi)的流體速度則減小,流動(dòng)趨于平滑。因此湍動(dòng)能水平較低,速度梯度較小,導(dǎo)致爆燃火焰在阻火單元內(nèi)的傳播能力減弱,火焰?zhèn)鞑ニ俣认鄬?duì)較低。這說(shuō)明隨著孔隙率(波紋高度)的減小,火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸蔬f增趨勢(shì),與之前的實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。

4 爆燃速度與爆炸壓力之間的關(guān)系

前期的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果顯示[13]:在點(diǎn)火距離相同、點(diǎn)火位置不同情況下,出現(xiàn)了火焰速度較高時(shí)阻火器阻火成功,火焰速度較低時(shí)阻火器阻火失敗的情況。由此可見(jiàn),以火焰?zhèn)鞑ニ俣群捅▔毫樘卣鞯幕鹧鎮(zhèn)鞑ツ芰渴亲杌鸪蓴〉年P(guān)鍵,而且兩者之間必然存在著一定的聯(lián)系。根據(jù)傳熱學(xué)理論,預(yù)混氣體爆燃速度可用下式進(jìn)行計(jì)算[14]:

圖19 不同孔隙率下火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊谋容^Fig.19 Flame velocity at different porosities

式中:v為火焰?zhèn)鞑ニ俣?ν為平行板狹縫中熱氣流的運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù);Pr為Prandtl常數(shù);L為阻火單元厚度;h為阻火單元波紋高度;A為火焰淬熄時(shí)邊界層厚度的比值,滿足A=δq/δT,其中δq為熄滅邊界層厚度,δT為熱邊界層厚度;A1為火焰熄滅后的熱氣流在狹縫中繼續(xù)傳播一段長(zhǎng)度時(shí)熄滅邊界層厚度與熱邊界層厚度的比值。

J.P.Botha等[15]在外界壓力為50～200 k Pa條件下,采用預(yù)混氣體在燃燒器內(nèi)進(jìn)行了熱量損失實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示:單位體積可燃物散失的熱量可以使預(yù)混氣體的燃燒速度降低到4 cm/s,減少的這部分熱量足以使火焰淬熄。由于火焰的溫度和產(chǎn)物分子的分解隨壓力的變化改變很小,如果未燃預(yù)混氣體的壓力增加,則單位體積混合物燃燒所釋放的熱量也成比例增加,而火焰的體積卻近似不變。因此火焰淬熄實(shí)驗(yàn)中,單位體積火焰散失的熱量應(yīng)該與壓力成比例。式(1)中:A依賴于火焰絕熱燃燒溫度tf、火焰淬熄溫度tq和壁面溫度tw,A1依賴于熱氣流溫度t1、可燃?xì)怏w的最小點(diǎn)火溫度t0和壁面溫度tw,即燃燒火焰散失的熱量與這些參數(shù)相關(guān)。式(1)成立的前提條件為常壓,但是在實(shí)際爆炸過(guò)程中,爆炸壓力的增長(zhǎng)明顯要高于大氣壓。為了充分考慮增加的壓力對(duì)阻火器阻火性能的影響,需要對(duì)壓力進(jìn)行修正。對(duì)于乙烯-空氣混合物,結(jié)合相關(guān)的物性參數(shù),式(1)應(yīng)修正為:

式中:p0為大氣壓,p為火焰達(dá)到阻火器時(shí)的爆炸壓力。以波紋高度為0.5 mm的乙烯阻火器為例,通過(guò)改變管道長(zhǎng)徑比,得到阻爆實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖20所示,其中理論曲線是根據(jù)式(2)得出的。從圖20中可以看出:理論曲線下方均為阻火點(diǎn),阻火器成功使火焰淬熄;曲線上方逐漸開(kāi)始出現(xiàn)非阻火點(diǎn),阻火器阻火失效。計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本相符,說(shuō)明該計(jì)算方法較為合理。

圖20 波紋高度為0.5 mm的火焰?zhèn)鞑ニ俣菷ig.20 Flame velocity for the arrester with a nominal crimp height of 0.5 mm

5 結(jié) 論

(1)乙烯-空氣預(yù)混氣體爆炸壓力的變化過(guò)程可以分為4個(gè)階段:等壓燃燒階段、緩慢上升階段、快速上升階段、壓力振蕩階段。在爆炸過(guò)程中,由于反射壓力波和火焰相互作用的影響,超壓值出現(xiàn)多次振蕩,壓力振蕩階段一般可持續(xù)數(shù)十毫秒。乙烯-空氣火焰?zhèn)鞑ニ俣入S管徑增加、阻火單元波紋高度減小呈遞增趨勢(shì);并且隨著阻火單元厚度的增加,阻火器的阻火能力明顯提高。

(2)數(shù)值模擬結(jié)果顯示:在點(diǎn)火初期,火焰呈球形狀;隨著爆炸的進(jìn)行,火焰在管道內(nèi)形成“郁金香”火焰;隨后火焰發(fā)生反轉(zhuǎn),呈“指尖”狀,同時(shí)受反射壓力波的影響,火焰鋒面曲率減小;當(dāng)火焰鋒面接觸阻火單元時(shí),高溫已燃?xì)怏w被其吸收大量熱量,同時(shí)在反應(yīng)區(qū)產(chǎn)生的稀疏波作用下,化學(xué)反應(yīng)速率迅速減小,最終導(dǎo)致火焰被熄滅。由此可知,阻火單元對(duì)爆燃火焰有著強(qiáng)烈的抑制作用。

(3)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果均顯示:在整個(gè)爆炸過(guò)程中,火焰速度與爆炸壓力波動(dòng)較為明顯;同時(shí)阻火單元波紋高度(孔隙率)與厚度對(duì)爆燃火焰的傳播有著顯著的影響。

(4)結(jié)合經(jīng)典傳熱學(xué)理論,采用壓力修正的方法,得到了爆燃條件下乙烯介質(zhì)火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c爆炸壓力的關(guān)系,與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本相符合。

[1] 孫少辰,畢明樹(shù),劉剛等.阻火器性能測(cè)試方法試驗(yàn)性研究[J].化工學(xué)報(bào),2014,65(suppl 1):441-450. Sun Shaochen,Bi Mingshu,Liu Gang,et al.A pilot study of flame arrester performance test methods[J].Journal of Chemical Industry and Engineering,2014,65(suppl 1):441-450.

[2] Cubbage P A.Flame traps for use with town gas/air mixtures[M].1st edition.British:Gas Gouncil,1959:30-47.

[3] Palmer K N,Tonkin P S.The quenching of flames by crimped ribbon flame arresters[J].Fire Safety Science, 1960,438.

[4] Palmer K N,Tonkin P S.The quenching of flames by flame arresters in a large-scale ducting system[J].Fire Safety Science,1962,506.

[5] Palmer K N,Rogowski Z W.The protection of equipment with flame arresters.(2):Effect of contents,and use of improved arresters[J].Fire Safety Science,1967,658.

[6] Palmer K N,Tonkin P S.The quenching of flames of various fuels in narrow apertures[J].Combustion and Flame,1963,7:121-127.

[7] Langford B,Palmer K N,Tonkin P S.The performance of flame arresters against flames propagating in various fuel/air mixtures[J].Fire Safety Science,1961,486.

[8] Wilson R P,Flessner M F.Design criteria for flame arresters[C]∥American Institute of Chemical Engineers 84th National Meeting.Altlanta,Georgia,1978.

[9] 周凱元,李宗芬,周自金等.阻爆器擴(kuò)張腔中心緩沖隔離板對(duì)氣相爆轟波的衰減作用[J].爆炸與沖擊,2001,21(3): 179-183. Zhou Kaiyuan,Li Zongfen,Zhou Zijin,et al.The attenuation of gaseous detonation strength as a result of the bumper-separator in expanding cavity of the detonation arrester[J].Explosion and Shock Waves,2001,21(3):179-183.

[10] 孫少辰,劉剛,畢明樹(shù),等.阻火器性能測(cè)試試驗(yàn)系統(tǒng)的研制[J].化工進(jìn)展,2014,33(11):2853-2860. Sun Shaochen,Liu Gang,Bi Mingshu,et al.Development of flame arrester performance testing system[J]. Chemical Industry and Engineering Progress,2014,33(11):2853-2860.

[11] Turns S R.An introduction to combustion[M].2nd edition.New York:McGraw-hill,1996:648-649.

[12] 宋占兵.預(yù)混火焰在狹縫中的傳播機(jī)理與熄滅條件的研究[D].大連:大連理工大學(xué),2005. Song Zhanbing.Study on propagating mechanism and quenching of premixed flame in narrow channels[D]. Dalian:Dalian University of Technology,2005.

[13] 劉剛,張志毅,孫少辰.火焰速度和爆炸壓力對(duì)阻火器阻火性能的影響試驗(yàn)[J].石油化工設(shè)備,2016,45(1):1-5. Liu Gang,Zhang Zhiyi,Sun Shaochen.Experimental investigation of flame velocity and explosion pressure forquenched flame performance on flame arrester[J].Petro-Chemical Equipment,2016,45(1):1-5.

[14] 周凱元,李宗芬,周自金.波紋板阻火器對(duì)爆燃火焰淬熄作用的實(shí)驗(yàn)研究[J].中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào),1997,27 (4):449-454. Zhou Kaiyuan,Li Zongfen,Zhou Zijin.The quenching of deflagration by crimped-ribbon flame arresters[J].Journal of China University of Science and Technology,1997,27(4):449-454.

[15] Botha J P,Spalding D B.The laminar flame speed of propane/air mixtures with heat extraction from the flame [J].Proceedings of the Royal Society of London A:Mathematical,Physical and Engineering Sciences,1954,225 (1160):71-96.

Experimental investigation and numerical simulation of flame propagation and quenching process in the in-line crimped-ribbon flame arrester

Sun Shaochen1,2,Bi Mingshu1,Ding Chunhui2,Hu Xiyu2,Liu Gang2,Feng Yu2
(1.School of Chemical Machinery,Dalian University of Technology,Dalian116024,Liaoning,China; 2.Shenyang Institute of Special Equipment Inspection&Research,Shenyang110035,Liaoning,China)

An experimental system and numerical model were set up to investigate ethylene-air premix deflagration flame propagation and quenching by crimped-ribbon flame arresters in a horizontal pipe, closed at both ends.The deflagration suppression experiment showed that,when the concentration of the flammable gas was close to the stoichiometric ratio(6.6%ethylene by volume),the evolution processes of explosion pressure for the premixed gas of ethylene-air in the pipe(D=32,80,400 mm) could be divided into four stages:isobaric combustion,slow rise,quick rise and pressure oscillation. During the explosion,due to the interaction between the reflected pressure wave and the flame,the overpressure value fluctuated several times,and the pressure oscillation lasted normally tens of milliseconds.The ethylene-air deflagration flame velocity gradually increased with the increase of the pipe diameter and the decrease of the crimp height.Furthermore,the performance of the flame arrester gradually increased with the increase of the element length.The simulation result showed that the flame front was formed in a semi-sphere shape and spread around in the form of laminar diffusion after ignition at the closed end on the left side.When the flame reached the wall,its shape enlarged under the restriction of the pipe.Then the flame velocity at the near wall gradually exceeded that at the pipe axis,and finally a"tulip"flame was formed.A big amount of heat was lost as the flame front contacted the arrester element,under the influence from the rarefaction waves formed in the reaction area, the chemical reaction rate decreased rapidly,and the flame temperature decreased gradually,which resulted in quenching.During the whole explosion process,the pressure wave and the flame velocity were accompanied by drastic fluctuations through the simulation calculation.The influence mechanism of the porosity and the element length on the flame propagation was analyzed numerically.Finally,the relationship between the deflagration flame velocity and the explosion pressure was derived based on the classic theory of the heat transfer and the experimental data.This study will serve as accurate reference for the design and selection of the crimped-ribbon flame arrester.

crimped-ribbon flame arrester;quenching;"tulip"flame;deflagration flame velocity;explosion pressure

O381國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼:1303510

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0353-12

(責(zé)任編輯 王玉鋒)

2015-08-26;

:2016-04-01

國(guó)家質(zhì)檢總局科技計(jì)劃項(xiàng)目(2011QK083);沈陽(yáng)市科技計(jì)劃項(xiàng)目(F14-048-2-00)

孫少辰(1983- ),男,博士研究生,工程師;

:畢明樹(shù),bimsh@dlut.edu.cn。