阅读说明：本技术 一种用于安全使用氢气作为飞艇中提升气体的阻火器 (Flame arrester for safely using hydrogen as lifting gas in airship ) 是由 迈克尔·伊恩·古德伊斯曼 于 2018-07-03 设计创作，主要内容包括：一种飞艇,所述飞艇包括容纳氢气的包封,该包封进一步包括沿所述包封分布的阻火器装置。该阻火器装置包括由多个网孔板制成的多个单元。所述多个单元紧邻所述包封并彼此端对端安装。(An airship including an envelope containing hydrogen gas, the envelope further including flame arrestor devices distributed along the envelope. The flame arrestor device comprises a plurality of cells made of a plurality of mesh panels. The plurality of units are mounted end-to-end with respect to each other immediately adjacent the envelope.)

一种用于安全使用氢气作为飞艇中提升气体的阻火器

技术领域

本发明涉及一种飞艇，并且更具体地涉及一种阻火飞艇，该阻火飞艇允许安全使用氢气作为提升气体。

背景技术

飞艇结合了船艇、飞机和直升机的优势。飞艇比船艇快，它们能够承载比直升机更高的有效载荷并使用比飞机更短的起飞和降落距离。飞艇震动水平比飞机的震动水平低，并且它们不受海况或腐蚀性环境的影响。飞艇能够将重型货物运输到偏远区域。飞艇运输系统产生低的空气污染和水污染。这可以满足飞机和直升机所无法良好适应的具有挑战的任务。长期的耐久力、低噪音和震动水平以及低的运载工具加速度提供了监视和巡逻的理想平台。

氢气飞艇曾经在本世界早期阶段被普遍使用并且一些飞艇实现了众多的跨大西洋的穿越。氢气飞艇时代终结于新泽西州兴登堡号飞艇的***。引起***的确切原因已经争论了数年，但氢气提升气体在某一阶段与空气混合并且这混合物被引燃而导致了***。这种引燃可以由闪电或静电放电(ESD)产生。

之后的氦气飞艇面临氦气有限可用性和增加成本的越来越大的挑战。目前不能制造氦气并且在地下供应有限。氦气也被核磁共振器、其它低温、焊接、热转移、增压和净化、聚会气球、泄漏探测和其它用途所需要。在今天的技术下能够容易地大量地生产氢气。

US 6896222公开了一种轻于空气的飞艇，该飞艇使用氢气或其它气体作为提升气体，具有至少一个艇上氢气燃料电池。燃料电池能够将氢气燃料从提升气体储存器抽出，以发电用于飞艇的使用以及可选择地用于推进。燃料电池的废产物是水，其能够用于飞艇上成员的需要。氢气提升气室被填充惰性气体的安全护套包围并包含可选的氢气和/或氧气传感器。

创造额外的安全护套并对其填充惰性气体使得飞艇的布置变得复杂并减小了上升功率。因此，提供一种使用(易燃)氢气作为其提升气体的技术上简单的阻火飞艇是长期感受到且无法得到满足的需求。

发明内容

本发明是基于用于为早期煤矿工人安全地提供燃气灯(戴维灯)的相同方法。戴维灯的火焰由金属细网纱所包围。任何通过火焰的气体泄漏都只会在该网纱的范围内燃烧。其气体不会蔓延到周围的煤矿，所以避免了更大的、有可能致命的燃烧。戴维灯是第一个阻火器。

本发明允许飞艇具有其填充有氢气(可燃的提升气体)的包封。所述包封包括阻火器装置，该阻火器装置沿所述包封的内表面分布。所述阻火器装置包括由多个网孔板制成的多个单元。所述多个单元紧邻所述包封并彼此端对端安装。每个单元均能够被认为是具有多个碳纤维、铝合金或其它合适材料的网孔板的比例放大的(并且没有持久的火焰燃烧的)戴维灯。

形成所述多个单元的各网孔板通过缝合和拉链来相互连接。

所述网孔板由1和3个之间的网孔层构成。所述网孔层由编织的碳纤维丝束(所述丝束将由1000至12000根单纤丝构成)或铝合金丝线或其它合适材料制成。

碳纤维丝束(或铝合金丝线)之间的间隙在纬线(纵向丝束或丝线)或者经线(横向丝束或丝线)或者两者上一般不超过0.40mm(并且绝不超过1mm)。

因此本发明的一个目的是公开了一种飞艇，该飞艇包括容纳氢气、可燃提升气体的包封。

本发明的核心目的是提供所述包封，该包封包括沿所述包封分布的阻火器装置。所述阻火器装置包括由多个网孔板制成的多个单元。所述多个单元紧邻所述包封并彼此端对端安装。

本发明的另一目的是公开了形成所述多个单元的所述多个网孔板具有1至3个之间的网孔层。

本发明的另一目的是公开了形成所述多个单元、通过缝合和拉链来相互连接的网孔板。

本发明的另一目的是公开了由材料制成的多个网孔层，所述材料是从碳纤维丝束、铝合金丝线及其结合所构成的组中选择的。

本发明的又一目的是公开了所述碳纤维丝束特征在于，单纤丝数目在1000(lk)至12000(12k)之间。

本发明的又一目的是公开了编织所述网孔层，使得各个通道具有小于提升气体的临界直径的水力直径。

本发明的又一目的是公开了，所述网孔层具有大于所述提升气体的淬熄长度的单一的或组合的通道长度。

本发明的又一目的是公开了所述网孔层，所述网孔层特征在于开孔面积的范围在所述网孔层的总面积的10％和50％之间。

本发明的又一目的是公开了单元边的长度，其处于0.5m和8.0m之间的范围。

本发明的又一目的是公开了制造飞艇的方法。前述方法包括以下步骤：(a)提供配置用于容纳氢气的包封；(b)提供阻火器装置；(c)在所述包封的内表面上安装所述阻火器装置；(d)用氢气填充所述包封。

本发明的又一核心目的是，提供所述阻火器装置的步骤包括安装由多个网孔板制成的多个单元。所述多个单元紧邻所述包封并且彼此端对端安装。

附图说明

为了理解本发明并看到本发明如何在实际中实施，现在，使多个实施例仅通过非限制性示例的方式参考附图而适于描述，其中

图1为飞艇的横截面视图；

图2为阻火器的单元式结构的示意性透视图；以及

图3为阻火器的示例性网孔单元的示意性透视图。

具体实施方式

提供以下描述，以使得本领域技术人员能够使用所述发明，并且以下描述提出了发明人所构思的实施本发明的最好模式。然而，因为本发明的通用原理已经被具体限定为提供一种飞艇和制造该飞艇的方法，因此各种修改对本领域技术人员而言仍然是显而易见的。

术语“飞艇”在下文中是指飞艇、航空器、飞船、气球和其他完全浮态或部分浮态的大型飞行器。

术语“氢气”在下文中主要是指氢气，但也指能够在飞艇中用作为提升气体的其他可燃气体。需要注意的是，为每个气体类型确定临界直径值和淬熄长度值并且所述临界直径值和淬熄长度值能够与氢气的临界直径值和淬熄长度值不同。

基于【3】的实验工作成果和由作为【2】中的MESG对比的一部分的【1】所报告的，英国针对氢气的MESG“最大实验安全间隙”是0.28mm(调整为1个大气压和293K)。同时MESG给出了阻火器通道尺寸的表征，下面进行更详细的分析。

参考文献【1】陈述了，对于要被淬熄的火焰，阻火器通道必须足够小，以比化学反应生成热量更快地从火焰抽取热量。横截面面积A_c面积越小，纵向表面积与体积的比A_L/V就越大。

因此对于长度L的圆柱通道：

因此，

其中D_h被定义为水力直径(并且P为周长)。

需要注意的是，所述通道长度已经从该方程式中去除，并且实际中，已经成功使用该方程式来设计用于慢火焰速度的阻火器。参考文献【1】显示了【4】的工作成果，【4】表述了，氢气的临界(淬熄)直径D_cr为0.7至0.9mm。D_h必须小于临界(淬熄)直径D_cr以使所述阻火器起作用。

对于编织网孔板(具有方形通道而不是圆形通道)，能够使用下式根据【1】为每个通道计算出等效水力直径：

D_h＝1/M-D_w

其中，D_w是丝线的直径，而M是每单位长度的网孔数量。

对于高速火焰，诸如氢气燃烧所产生的火焰，阻火器通道的长度也必须予以考虑。更长的通道使得该阻火器有更长时间来淬熄快速移动的火焰。

根据以针对波纹带式阻火器的【6】的工作成果为基础的【5】，高速火焰所需的淬熄长度能够根据下式来计算：

L_q＝(v_i D_h ²)/(100v) (1)

其中，L_q为淬熄长度(cm)，v_t为湍流火焰速度(cm/s)并且ν为燃烧产物的运动粘度(cm²/s)。如果淬熄长度非常短，比如说小于1mm，则将该方程式应用于编织网孔是合理的，短波纹同样会是类似的。

运动粘度(m²/s)被定义为：

v＝η/ρ (2)

其中η是动态粘度(Pa.s)并且ρ为密度(kg/m³)。η和ρ在当前分析中均针对燃烧产物。

根据【7】，干燥空气的动态粘度是静态温度T(K)的函数：

η＝1.5105×10^-6×T^1.5/(T+120) (3)

【7】内的图表3.7表示了纯空气和煤油燃烧产物(燃料-空气比，高达0.05)的上述关系，并且需要注意的是，所述图表可以用于所有燃料空气混合物的燃烧产物，误差可忽略不计。所述图表达到了1600K。发明人假设该方程式能够用于更高的温度从而为燃料-空气混合物的燃烧产物(包含氢气-空气混合物的燃料产物)提供动态粘度的合理估计。

大气条件下在化学计量的氢气-空气混合物的恒压下的绝热火焰温度将具有大约2550K的火焰温度。绝热火焰温度是燃烧产品能够达到的最大温度。

参考文献【9】是不受约束的大规模氢气-空气爆燃过程的实验研究。参考文献[8]也参考[9]的关键结果。该研究显示了，不受约束的化学计量的氢气-空气爆燃过程，对于点燃后0.1s的第一个4m的火焰前锋半径而言，火焰速度为大约v_t＝40m/s，而对于额外的0.15s后的下一个12m的火焰前锋半径而言，火焰速度为80m/s。

高温(以及接近大气的压强)下，燃烧产物能够表现得像完美气体。

因此，

ρ＝p/(R.T)

其中，p＝110000Pa(从下文推导出该值)，T＝2550K和气体常数R＝287.1Jkg^-1K^-1。

因此，ρ＝0.1503kg/m³。

因此，从上述分析，式(3)给出了η＝72.848x 10^-4Pa.s,式(2)给出了v＝4.8484x 10^{- 4}m²/s＝4.8484cm²/s以及式(1)给出了淬熄长度：

对于高达4m的火焰前锋半径而言

L_q＝0.0132cm＝0.132mm

以及，

对于高达16m火焰前锋半径而言

L_q＝0.0264cm＝0.264mm

(对于D_h＝0.04cm＝0.4mm,则这些淬熄长度分别给出了0.33和0.66的通道长度与水力直径之比)。

现有的用于氢气-空气火焰、在管道中使用的波纹带式阻火器大约20mm长。因此，为什么这种阻火器理论上小于1mm？

如此短的淬熄长度的关键驱动因素是燃烧的不受约束的天然性质，这导致了火焰速度大约40至80m/s。参考文献【10】测量了在(受约束)管道中的氢气-空气火焰速度在爆燃过程中处于400m/s并且在***中将近1400m/s。

根据式(1)，淬熄长度与火焰速度成正比。对于阻火器来说具有更多时间来淬熄更慢移动的不受约束的火焰前锋。

这种小的、与阻火器的“厚度”相关的淬熄长度(小于1mm)允许设计薄的、轻质的编织网孔，所述编织网孔转而能够用于覆盖很大的面积，以便淬熄很大的不受约束的火焰前锋。

网孔的开孔面积将是总网孔面积的10％到50％。

多个单元和板形状在包封内将是相异的，但大部分将与以下接近：由多个方形“顶”板(与包封不连接的板)和(与包封连接的)矩形“侧”板制成的立方体单元形状。

因此，例如，顶板能够是3m x 3m，而侧板能够是3m x2m。板的长度和宽度将在0.5m和0.8m之间。

这些相连的单元在包封的内侧周围形成了保护性单元层。它们是被动保护，使得如果在包封织物中存在引起氢气和空气混合的裂口，则然后如果发生了(例如来自闪电或静电放电的)引燃，那么所引起的燃烧会被包含在一个或几个单元以内(取决于裂口的性质)。最重要的，氢气的中心体积不太可能燃烧。

现在参考图1，该图1呈现了填充有轻于空气的氢气的飞艇10的横截面视图。包封20设置有沿包封20配置的单元式的网孔结构50，以防止火灾从紧邻包封20的壁的内空间的***部40传播到中央空间30。

现在参考图2，该图2在细节上显示了单元式的网孔结构50。基础单元55由基本上垂直于包封20的网孔板51、52、53和54和基本与包封20平行的板58来形成。单元式的网孔结构的不同几何形状在本发明的范围之内。

现在参考图3，该图3显示了基础单元55。根据本发明的示例性实施例，网孔板51-54和58由碳纤维丝束或铝合金丝线制成。前述板的通过缝合和拉链(未示出)的相互连接在本发明的范围之内。

A)使用碳纤维的示例设计

对于类似于HAV606的飞艇设计(200公吨有效载荷)

包封体积＝457500m³。

表面积(估计)＝37720m²。

阻火器设计和通道参数

碳纤维丝束(可商购的Hexcel IM7碳纤维(6000根单纤丝))具有0.13mm²的横截面积和0.407mm的直径。每单位长度的丝束质量为0.223x 10^-3kg/m。

对于具有3m x 3m顶板和3m x 2m侧板的单元，每个板具有2个网孔层。将丝束编织成在纬线(纵向丝束)和经线(横向丝束)之间的缝隙为0.4mm。

对于顶部网孔层，丝束的数量将是3000mm/(0.407mm+0.40mm)＝3717纬线和3717经线(横向丝束)，给予总计7435丝束，具有所述网孔的总面积的25％的开孔面积，从而闭合面积为75％。

每单元长度的网孔(即丝束)，M＝3717/3000＝1.239每mm。

因此水力直径D_h＝1/M-D_w＝1/1.239-0.407＝0.400mm(小于0.7mm到0.9mm的临界直径D_cr)。

并且L＝(2x D_w)x网孔层数量＝(2x 0.407)x 2＝1.628mm(大于对于高达4m的火焰前锋半径而言所需的淬熄长度L_q 0.132mm以及对于高达16m的火焰前锋半径而言L_q0.264mm)。

(需要注意的是，编织过程期间对丝束的压缩将减少L和D_h，所以设计可能需要被调整)。

阻火器总质量和所产生的飞艇有效载荷

顶板(2个网孔层)的质量为2x 7435x 3x 0.223x 10^-3＝9.948kg。

使用针对矩形调整的类似方法，

侧板(2个网孔层)的质量为＝6.632kg。

(由1个顶板和2个侧板制成的)单元的质量＝23.212kg。(需注意，相互缝合并连接至包封的3-板单元成为了闭合单元)。

覆盖包封表面积的单元数量(大致)＝37720/9＝4191。

阻火器板的总重量＝37720x 23.212＝97284kg＝97.3公吨(不包括缝合线和拉链)。

通过使用氢气而不是氦气的额外提升L＝457,500(0.164-0.085)＝36,143kg＝36.1公吨，其中0.164kg/m³是氦气密度而0.085kg/m³是氢气密度。

因此通过将氦气替换为氢气和一层单元(给予包封2m的保护性层)，HAV606的有效载荷变为200-97.3+36.1＝138.8公吨，其仍能够被认为是实际有效载荷。

并且如果使用了两层单元(给予了4m的保护性层)，则有效载荷变为41.5公吨，对于这个示例板设计太低了。

对于更大的飞艇，针对这些单元中的每一层，存在减小的有效载荷百分比下降。

假设阻火通道特性被满足(水力直径D_h小于临界直径D_cr并且通道长度L大于淬熄长度L_q)，则来自其它材料的板和/或诸如穿孔片或膜这样的对编织网孔的替代品可以提供设计改进。

在单元上的氢气-空气燃烧压强负荷

根据【9】，化学计量氢气-空气混合物在地面和环境条件下在高达25m直径的半球形塑料包封内被点燃。该塑料包封在燃烧期间会容易地爆裂从而确保不受约束的燃烧。

如上所述，平均火焰前锋速度在第一个4m半径期间、0.1s中是40m/s，在下一个12m半径、0.15s中是80m/s，因此产生爆燃(不是更严重的***)。

在距着火点2m半径处测量到3kPa的最大静态压强升高，并且在距着火点5m半径处测量到6kPa的最大静态压强升高(实际上在距着火点5m半径处测量到10kPa静态压强升高的峰值，但【9】的作者质疑仪器反应会导致了10kPa峰值，而更恒定的6kPa升高是真实的最大值)。

根据【11】，将横跨具有25％开孔面积的丝线网孔的压强下降估计为2kPa是可能的。因此对于2个网孔层，估计为总共4kPa。

因此，在燃烧期间，我们能够估计所述网孔板的下游的最大静态压强为100kPa(大气)+6kPa(燃烧期间的压强升高)＝106kPa，并且我们能够估计所述网孔板的上游的最大静态压强为100kPa(大气)+6kPa(燃烧期间的压强升高)+4kPa(横跨阻火器的压强下降)＝110kPa。

对于具有3m边的顶部方形网孔板，4kPa的下降会导致横跨网孔板的压强下降x板面积/(丝束横截面积x 1层的丝束经线的数量x网孔层数)的最大剪切应力：

(4x 10³)x(3x 3)/(0.13x 10^-6x 2x 7,435x2)＝4.66x 10^-6Pa＝9.31MPa

碳纤维丝束的剪切屈服应力是128MPa(拉伸屈服应力是5480MPa)。因此这种简单的剪切应力计算表明顶部网孔板设计是足够强壮的，从而经得起单元内的燃烧压强。更小的侧板将具有比顶板更低的剪切应力。

在单元上的氢气-空气燃烧热量负荷

燃烧期间在单元内所产生的热量由所述单元内燃烧的氢气量来确定。

以下分析显示了，单元内大部分原始氢气(在燃烧前)在火焰前锋到达所述网孔板之前，就被前进的火焰前锋(在燃烧期间)通过网孔板排出。这是保持燃烧氢气所释放的能量相对低并且因此防止轻质的网孔板在燃烧期间过热的关键特性。

在燃烧之前(p₁，V₁＝m₁RT₁)和燃烧之后(p₂，V₂＝m₂RT₂)的一个单元中使用状态方程，假定所产生的高温(接近大气压强)燃烧产物(水蒸气、氮和氮氧化物)表现得像一种完美气体。而且假设在燃烧期间单元壁偏转以给出约20％的额外体积(V₂/V₁＝1.2)

给出m₂/m₁＝(p₂/p₁).(V₂/V₁).(T₁/T₂)＝(110kPa/100kPa)x 1.2x (288K/2550K)＝0.1491。

根据【8】和【9】，氢气-空气混合物具有以体积计的29.7％的氢气，其非常接近所公布的V_H/(V_H+V_air)＝0.296的化学计量氢气-空气混合物，以体积计的29.6％的氢气(V_air/V_H＝2.39)，以及所公布的m_H/(m_H+m_air)＝0.283，以质量计的2.83％的氢气(m_air/m_H)＝34.33。

根据【8】和【9】，化学计量氢气-空气混合物的密度是0.8775kg/m³。在燃烧之前单元的体积是18m³。

因此燃烧之前单元中的氢气质量是：

m_H1＝0.8775×18×0.0283＝0.4470kg

并且燃烧期间实际燃烧(且未通过网孔板排出)的氢气质量能够估计为：

m_H2＝m_H1·m₂/m₁＝0.4470×0.1491＝0.06665kg

每单位质量的氢气所释放的燃烧能量为140MJ/kg

因此，单元中由燃烧的氢气质量所释放的能量为，

E＝140×0.06665＝9.331MJ

假设所有能量被1个顶板和4个侧板吸收，则m＝1x9948kg+4x6632kg＝36.476kg。

c＝879J/Kg.K(HexTow IM7碳纤维的比热容)

因此每个板的温度升高为：

ΔT＝E/(m.c)＝9.331×10⁶/(36.476×879)＝291K

因此紧接着燃烧之后板的温度为288K+291K＝579K。

事实上，在燃烧期间(对网孔板更高的压强阶段)，热气体的相对少的部分将其热量转移至网孔板(剩余热气体将会最初保持在单元内)。

因此，如果所释放的能量的30％转移到板，温度升高ΔT＝87K，而紧接着燃烧之后板的温度为288K+87K＝375K。

燃烧完成之后，热气体可能流过几个板。然而，这些板将不会承受燃烧压强负荷，并且被加热的板将有更多时间将热量传导到邻近的更冷的板和单元外更冷的空气。而且，一些被加热的气体可能会在最初裂口附近与较冷的空气混合，从而导致空气首先进入包封。

氢气的自燃温度为793K【12】。

因此这个非常简单的分析表明了，网孔板不会自动点燃已经穿过了单元的气体。

在制造阶段期间，碳纤维被加热到高达1800K-3000K的范围。碳纤维的熔点为大约3800K(可能需要避免使用含环氧树脂的碳纤维，因为环氧树脂在较低的温度下会熔化)。

B)使用铝合金的示例设计

需要注意的是，用ρ＝2,700kg/m³和相同的直径0.407mm和间隙0.4mm(提供了每单位长度的质量为0.0003513kg/m)的铝合金丝线(例如铝合金6061)替换碳纤维丝，并使用相同的网格板尺寸和网格层的数量以及c＝897J kg^-1K^-1，关键结果是：

水力直径D_h＝1/M-D_w＝1/1.239-0.407＝0.400mm(小于临界直径，D_cr 0.7mm至0.9mm)

L＝(2x Dw)x网孔层数＝(2x 0.407)x 2＝1.628mm(大于对于高达4m的火焰前锋半径而言所需的淬熄长度0.132mm以及对于高达16m的火焰前锋半径而言0.264mm)。

顶板质量15.672kg

侧板质量10.448kg

使用氢气和单元的有效负荷83公吨(使用氦气的有效负荷为200公吨)

最大剪切应力9.30MPa(剪切屈服应力270MPa，拉伸屈服应力310MPa)

如果所有能量转移到单元板上则紧接着燃烧之后板的温度是469K，如果30％能量转移到单元板上则为342K(氢气的自燃温度是793K。铝合金6061的熔点为855到925K)。

根据本发明的一个实施例，公开了一种飞艇，该飞艇包括容纳氢气提升气体的包封。本发明的核心特征是提供包括阻火器装置的所述包封，该阻火器装置沿所述包封分布。所述阻火器装置包括由多个网孔板制成的多个单元。所述多个单元紧邻所述包封并彼此端对端安装。

根据本发明的另一实施例，形成所述多个单元的网孔板具有1和3个之间的网孔层。

根据本发明的另一实施例，形成所述多个单元的所述多个网孔板通过缝合和拉链来相互连接。

根据本发明的又一实施例，所述网孔层由从碳纤维丝束、铝合金丝线及其组合所构成的组中所选择的材料制成。

根据本发明的又一实施例，所述碳纤维丝束特征在于，单纤丝数目在1000(lk)至12000(12k)之间。

根据本发明的又一实施例，编织所述网孔层，使得各个通道具有小于提升气体的临界直径的水力直径。

根据本发明的又一实施例，所述网孔层具有大于所述提升气体的淬熄长度的单一的或组合的通道长度。

根据本发明的又一实施例，所述网孔特征在于开孔面积的范围在所述网孔的总面积的10％和50％之间。

根据本发明的又一实施例，所述单元的尺寸处于0.5m和8.0m之间的范围。

根据本发明的又一实施例，公开了制造飞艇的方法。前述方法包括以下步骤：(a)提供一种配置用于容纳氢气的包封；(b)提供一种阻火器装置；(c)在所述包封的内壁上安装所述阻火器装置；(d)用氢气填充所述包封。

本发明的另一核心特征是，提供所述阻火器装置的步骤包括安装多个网孔板制成的多个单元。所述多个单元紧邻所述包封并且彼此端对端安装。

术语表

A 面积，m²

C 比热容，J kg^-1K^-1

D 直径，m

E 能量，J

H 氢气

He 氦气

L 长度

M 每单位长度的网孔数量m^-1

m 质量，kg

p 压强，Pa

R 气体常数，J kg^-1K^-1

T 温度，K

V 体积，m³

v 速度，m/s

ρ 密度，kg/m³

η 动态粘度，Pa.s

ν 运动粘度，m³/s

下角标

air 空气

C 横截面

cr 临界

H 氢气

h 液压

L 纵向

q 淬熄

t 湍流

W 丝线

1 燃烧前

2 燃烧后

参考文献：

1.Stanley S.Grossel(2010)Detonation and Deflagragion Flame Arresters

——Stanley S.Grossel(2010)《***爆燃阻火器》

2.Britton,L.G.2000a.Using Maximum Experimental Safe Gap to Select FlameArresters.Process Safety Progress,19(3),140-145.

——Britton,L.G.2000a.《使用最大实验安全间隙来选择阻火器。过程安全进度》19(3),140-145

3.Lunn,G.A.1982a.An Apparatus for the Measurement of Maximum ExperimentalSafe Gaps at Standard and Elevated Temperatures.J.Hazardous Materials,6,329-340(1982).

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——Smolensky,V.G.1999.《与来自Vadim G.Smolensky,NAO Inc.的与S.S.Grossel的私人通信》(1999年8月4)

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——Piotrowski,T.C.1991.《用于含歧管低压存储罐的阻火装置的说明》，Plant/Operations Progress,10(2),102-106

6.Wilson,R.P.and Attalah,S.1975.Design Criteria for Flame Control Devicesfor Cargo Venting Systems.U.S.Coast Guard Report CG-D-175-75.Department ofTransportation,Washington,DC.

——Wilson,R.P.和Attalah,S.1975.《用于货物排气系统的火焰控制装置的设计准则》，华盛顿特区运输部美国海岸警卫队报告CG-D-175-75

7.Walsh,P.P.and Fletcher,P.,2004.Gas Turbine Performance(second edition)

——Walsh,P.P.and Fletcher,P.,2004.《燃气轮机性能(第二版)》

8.LES modelling of an unconfined large-scale hydrogen-air deflagration byVladimir Molkovm,Dmitry Makarov and Helmut Schneider(2006)

——《对不受约束的大规模氢气空气爆燃过程的LES建模》Vladimir Molkovm,DmitryMakarov和Helmut Schneider著(2006)

9.Fraunhofer-institut für treib-und explosivstoffe 1983.ICT-Projektforschung 1983.Forschungsprogramm "ProzeBgasfreisetzung-Explosion inder Gasfabrik und Auswirkungen von Druckwellen auf das Containment".Ballonversuche zur Untersuchung der Deflagration von Wasserstoff/Luft-Gernischen(AbschluBbericht).Projekteiter:H.Pfortner,Bearbeiter:H.Schneider,Dezember 1983

——Fraunhofer推进剂和***研究所1983ICT项目研究1983；研究计划“阻止释放气体-天然气工厂***以及压力波对安全壳的影响”；《气球实验研究氢/空气混合物的爆燃(最终报告)》。项目负责人：H.Pfortner，编辑：H.Schnueider，12月

10.S.B.Dorofeev,M.S.Kuznetsov,V.I.Alekseev,A.A.Efimenko and W.Breitung,Evaluation of limits for effective flame acceleration in hydrogen mixtures,Journal of Loss Prevention in the Process Industries,Volume 14,Issue 6,Pages583-589,2001.

——S.B.Dorofeev,M.S.Kuznetsov,V.I.Alekseev,A.A.Efimenko和W.Breitung《估计氢混合物中有效火焰加速的极限》，《加工工业中损失预防期刊》2001第14卷，第6期，第583-589页

11.Pinker,R.A.and Herbert,M V,1967.Pressure Loss Associated withCompressible Flow Through Square-Mesh Wire Gauzes.

——Pinker,R.A.和Herbert,M V,1967《与穿过方形网孔金属细网纱的可压缩流量相关的压力损失》

12.NFPA 325.1994.Fire Hazard Properties of Flammable Liquids,Gases,andVolatile Solids.National Fire Protection Association,Quincy,MA.

——NFPA 325.1994《易燃液体，气体和易挥发固体的火灾危险特性》全国消防协会 马萨诸塞州 昆西