崔 淦 李自力 付 陽 趙翔宇

(中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院)

超低溫下甲烷爆炸極限分析及實驗測試裝置設(shè)計

崔 淦**李自力 付 陽 趙翔宇

(中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院)

國內(nèi)大量學者對含氧煤層氣液化流程中各階段的爆炸危險性進行了分析評價，而評價過程中采用的超低溫下甲烷的爆炸極限數(shù)據(jù)都是基于現(xiàn)有的經(jīng)驗公式計算得到的。通過低溫下甲烷爆炸極限實驗數(shù)據(jù)與該等經(jīng)驗公式的計算結(jié)果進行對比發(fā)現(xiàn)，該等經(jīng)驗公式在計算超低溫下甲烷的爆炸極限時已不再適用，因此前人對煤層氣液化流程爆炸危險性的評價結(jié)果不完全正確。針對現(xiàn)有低溫下甲烷爆炸極限數(shù)據(jù)的局限性，構(gòu)建了一套測試超低溫工況下甲烷爆炸極限的實驗裝置，并對實驗過程中爆炸容器的熱應(yīng)力進行了建模分析。研究結(jié)果表明：爆炸過程中，容器會產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，超過了材料的許用應(yīng)力；在容器體積不變的情況下可通過增加長徑比來減小熱應(yīng)力。

煤層氣液化流程 實驗裝置設(shè)計 超低溫 甲烷 爆炸 熱應(yīng)力

隨著世界各國對環(huán)保的重視、對能源需求的增大，以及石油等傳統(tǒng)能源日益緊缺，煤層氣作為一種新型的高熱值能源(其熱值是通用煤的2～5倍)而被廣泛應(yīng)用。煤層氣燃燒后生成二氧化碳和水，產(chǎn)生的溫室氣體和污染遠低于煤炭、汽油及柴油等，可減少溫室氣體的排放，具有良好的環(huán)保效益[1～3]。我國煤層氣資源豐富[4]，是世界上繼俄羅斯和加拿大之后的第三大煤層氣儲量國[5]。煤層埋深2 000m以淺的煤層氣資源總量達36.8×1012m3，約占全世界煤層氣總資源量的13%[6]。我國以前對煤層氣采取放空的方式，不僅浪費資源，而且污染環(huán)境?，F(xiàn)在需要開發(fā)新的技術(shù)來利用這部分能量。但是，抽取的煤層氣中會混入空氣，甲烷濃度通常在30%～80%范圍內(nèi)，在利用現(xiàn)有的管道進行加壓輸送時，存在爆炸的隱患，所以迫切需要解決井下抽放的煤層氣脫氧問題，以提高綜合利用價值[7]。

煤層氣的脫氧是國內(nèi)外的一個技術(shù)難題。目前主要的脫氧技術(shù)包括吸附法、膜分離法、燃燒脫氧法和低溫分離法。其中低溫分離法可徹底脫除雜質(zhì)，產(chǎn)品純度高，因而較為常用[8]。而且，日前由中國煤炭科工集團重慶煤科院、重慶松藻煤電有限責任公司和中國科學院理化技術(shù)研究所共同建設(shè)的低濃度瓦斯深冷液化中試基地以低濃度瓦斯為原料生產(chǎn)液化天然氣(LNG)裝置調(diào)試成功，順利產(chǎn)出合格LNG 產(chǎn)品，證明了這一技術(shù)方案的安全性和可行性[9]。在液化過程中氣體組成發(fā)生變化，遇到殘余重烴液滴、粉塵碰撞產(chǎn)生的零星火花或外界熱源影響時，可能發(fā)生燃燒爆炸[10]?，F(xiàn)有的研究結(jié)果表明，整個煤層氣低溫工況下危險性較高的是分餾階段(溫度-160～-170℃、壓力0.1～0.3MPa)[11]，尤其在分餾塔頂部，甲烷濃度有可能在爆炸極限范圍內(nèi)使得整個裝置具有爆炸危險性。因此，對整個液化流程進行模擬，找出具有爆炸危險性的階段，并采取一定的安全措施，對于提高實際生產(chǎn)的安全性很有必要。

1 煤層氣液化流程安全性評價

1.1評價現(xiàn)狀

國內(nèi)諸多學者對煤層氣液化流程安全性進行了分析評價。余國保等針對煤層氣開發(fā)現(xiàn)狀，提出液環(huán)泵加壓煤層氣的混合制冷劑循環(huán)液化新工藝，結(jié)合現(xiàn)有的甲烷爆炸極限經(jīng)驗公式，分析計算了煤層氣液化全流程中的爆炸極限[12]。李潤之等對一簡單含氧煤層氣的脫氧液化流程工藝進行描述，在理論分析的基礎(chǔ)上對整個液化流程中的各個環(huán)節(jié)進行爆炸危險性分析，得出相應(yīng)的安全對策與措施[13]。李秋英等針對某一典型煤層氣氣源條件和組分特點，設(shè)計了一種新型的液化精餾工藝流程，結(jié)合HYSYS軟件模擬計算結(jié)果和爆炸極限理論，對該液化精餾工藝流程的爆炸極限進行了分析計算，結(jié)果表明煤層氣中甲烷濃度在壓縮、液化和節(jié)流過程中都高于爆炸上限，操作過程安全性比較高，但在精餾塔頂部甲烷濃度開始低于爆炸上限而導致精餾過程存在安全隱患[6]。馬文華等應(yīng)用擴展的爆炸三角形理論，對一種含氧煤層氣的低溫液化——分餾工藝流程進行了安全性分析[14]。通過比較主要節(jié)點的組分含量是否處于爆炸范圍內(nèi)對流程的安全性進行評價。

1.2評價方法

以上評價方法都是利用HYSYS軟件對整個液化流程進行模擬，得出各個階段的工況參數(shù)(包括甲烷濃度、溫度和壓力參數(shù))。由于常溫常壓下甲烷的爆炸極限5%～15%在低溫工況下已不再適用，而這些數(shù)據(jù)均是采用常溫常壓、高溫高壓下得出的甲烷爆炸極限經(jīng)驗公式計算得到的低溫下的甲烷爆炸極限，并以此為參考進行安全性評價，雖然爆炸極限經(jīng)驗公式已在常溫或高溫工況得到較好的驗證，但是在低溫工況下是否適用目前沒有探討，因此，有必要討論經(jīng)驗公式在低溫環(huán)境下的適用性。

2 爆炸極限經(jīng)驗公式的低溫適用性探討

2.1經(jīng)驗公式

影響爆炸極限的因素有很多，如初始溫度、壓力及點火源的能量等。當煤層氣的成分是甲烷與空氣的混合物時，考慮溫度和壓力的影響，混合物的爆炸極限計算公式為[15]：

U=[UCH4+20.6(lgp+1)][1+8×10-4(t-25)]

(1)

L=LCH4[1-8×10-4(t-25)]

(2)

式中L——某一壓力溫度下的爆炸下限，%；

LCH4——常溫常壓下甲烷的爆炸下限，%；

p——初始壓力，MPa；

t——初始溫度，℃；

U——某一壓力溫度下的爆炸上限，%；

UCH4——常溫常壓下甲烷的爆炸上限，%。

在煤層氣液化流程的壓縮階段和冷量回收階段，甲烷呈氣相，無相變的發(fā)生。而在液化、節(jié)流及精餾等階段，因為發(fā)生相變，使得甲烷的濃度發(fā)生改變，此時，影響甲烷爆炸極限的因素除了溫度和壓力條件外，還有氣體組成成分的影響。當甲烷與空氣混合氣體中有惰性氣體成分存在時，爆炸性混合氣體可看作被惰性氣體稀釋的燃氣與空氣的混合物[16]。液化流程中涉及的氣體可以看作被氮氣稀釋的混合氣體。根據(jù)Extended Le Chatelier公式[17]可知燃氣的爆炸極限為：

20.6(lgp+1)}[1+8×10-4(t-25)]

(3)

(4)

式中c1——甲烷的摩爾分數(shù)；

L′——含惰性氣體下某一壓力溫度下的爆炸下限，%；

n1——消耗1mol甲烷所需的氧氣的摩爾數(shù)；

U′——含惰性氣體下某一壓力溫度下的爆炸上限，%。

2.2經(jīng)驗公式驗證

利用以上經(jīng)驗公式(3)、(4)計算了常壓下，不同低溫工況與不同氮氣含量下的甲烷爆炸極限，并與現(xiàn)有的低溫下甲烷的爆炸極限數(shù)據(jù)進行了對比，其對比結(jié)果如圖1所示。

圖1中，exp-L(-Li)和exp-U(-Li)分別代表Li Z M等實驗測試的爆炸下限和上限[18]；exp-L(-Karim)代表Karim G A等實驗測試的爆炸下限[19]；exp-U(-Wierzba)代表Wierzba I等測試的爆炸上限[20]；cal-L和cal-U分別代表經(jīng)驗公式計算的爆炸下限和爆炸上限；r表示可燃氣體中惰性氣體與甲烷的摩爾分數(shù)之比。

a. r=0

b. r=1

c. r=2

d. r=3

通過以上比較得出，r=0(即純甲烷)時，低溫環(huán)境下，經(jīng)驗公式計算的爆炸下限值與Li Z M等的實驗結(jié)果具有很好的吻合性，但遠低于Karim G A等的實驗結(jié)果，經(jīng)驗公式計算的爆炸上限值與實驗結(jié)果都有很大的不同，而文獻[18～20]實驗結(jié)果較大的差異性主要是由于爆炸容器和爆炸判據(jù)的不同導致的。隨著惰性氣體含量的增加，經(jīng)驗公式計算值與實驗測試值相差逐漸增大，且爆炸上限的差異遠大于爆炸下限的差異。因此，以上的經(jīng)驗公式在計算低溫下甲烷的爆炸極限時已不適用，從而使利用經(jīng)驗公式得到的結(jié)果來評價煤層氣液化流程的安全性是錯誤的。

為了準確地對煤層氣液化流程進行評價，需要開展低溫下甲烷的爆炸極限實驗測試。然而，由于目前已有實驗數(shù)據(jù)的局限性(下文述及)，需要構(gòu)建一套超低溫工況下甲烷爆炸極限測試裝置。下文首先對可燃氣體的爆炸極限裝置進行調(diào)研分析，然后對自行構(gòu)建的實驗裝置進行簡單介紹，最后針對爆炸容器在實驗過程中出現(xiàn)的熱應(yīng)力進行分析。研究結(jié)果可對實驗裝置的構(gòu)建和實驗的安全開展提供指導。

3 超低溫下甲烷爆炸極限實驗裝置設(shè)計

3.1甲烷爆炸極限測試裝置調(diào)研分析

調(diào)研了目前國內(nèi)外已有的可燃氣體爆炸極限測試裝置和相關(guān)實驗，主要的成果可分為高溫和低溫工況。

測試高溫下甲烷的爆炸極限實例較多。Vanderstraeten B等利用兩種爆炸極限判別標準，通過8L球形容器實驗研究了壓力和溫度對甲烷-空氣混合氣體爆炸上限的影響，初始壓力范圍為0.1～5.5MPa，初始溫度范圍為25～200℃[21]；Gieras M等采用40L球形爆炸容器實驗測試了在不同初始溫度下甲烷空氣混合氣體的爆炸參數(shù)，初始溫度范圍為293～473K[22]；Kondo S等采用12L球形燒瓶研究了溫度對于可燃氣體爆炸極限的影響，溫度范圍是5～100℃，高溫通過電加熱帶加熱實現(xiàn)，低溫工況通過冷水浴來實現(xiàn)[23]；Wu X等采用理論和實驗測試的方法研究了溫度和濕度對于乙烯爆炸極限的影響，實驗采用直徑60mm的玻璃管容器，初始溫度的范圍為55～-5℃[24]；Tang C L等利用封閉圓柱形容器，實驗研究了高濃度甲烷分數(shù)的天然氣在不同初始工況下的爆炸特性，控溫方式為電加熱帶加熱，初始溫度范圍為305～453K，初始壓力范圍為0.1～0.6MPa[25]；Liu X L和Zhang Q采用5L圓柱形爆炸容器測試了在不同初始溫度和初始壓力下氫氣和空氣混合氣體的爆炸上限和下限，控溫方式為水浴加熱，其中初始溫度范圍為21～90℃，初始壓力范圍為0.1～0.4MPa[26]。

國內(nèi)外測試低溫下甲烷的爆炸極限實例相當有限。Karim G A等采用直徑50mm、長1 000mm的圓柱形不銹鋼管[19]，實驗測試了143～298K初始溫度、常壓下甲烷的爆炸下限，爆炸判據(jù)為火焰?zhèn)鞑?，制冷方式為液氮制冷，實驗裝置如圖2所示。圖2中，制冷盤管通過液氮在爆炸管壁的蒸發(fā)來實現(xiàn)內(nèi)部氣體的降溫，保溫層起到保溫作用。爆炸容器內(nèi)部設(shè)置了6個溫度傳感器，通過溫度傳感器的值來判斷容器內(nèi)部溫度是否達到均勻一致。Wierzba I等采用相同的實驗裝置和測試方法研究了常壓低溫下可燃氣體的爆炸上限，溫度工況由常溫到-60℃[20]；接著，Wierzba I等研究了氫氣和一些燃料混合氣在低溫下的爆炸極限[27]，爆炸上限的初始溫度范圍為室溫到-60℃，爆炸下限的初始溫度范圍是室溫到-100℃。

圖2 文獻[19]的實驗裝置示意圖

Li Z M等構(gòu)建了一圓柱形爆炸容器，內(nèi)徑100mm，高度200mm，實驗測試了常壓以及不同低溫下、不同甲烷/氮氣濃度下的爆炸極限，其中溫度范圍為150～300K[18]。實驗裝置示意圖如圖3所示。圖中，通過蒸發(fā)器對低溫恒溫器降溫，使低溫恒溫器內(nèi)的空氣達到某一低溫，然后通過空氣的熱傳導和熱對流(主要是熱傳導)對爆炸容器進行降溫。

由以上研究不難得出，對于高溫工況下甲烷爆炸極限的研究已經(jīng)相當成熟，而低溫工況下甲烷爆炸極限的實驗研究很少?，F(xiàn)有實驗數(shù)據(jù)都是在初始狀態(tài)為常壓下測試完成的，而且最低溫度僅為143K，針對整個煤層氣低溫工況下危險性較高的分餾階段(溫度-170～-160℃、壓力0.1～0.3MPa)工況沒有任何研究，從而對整個液化流程危險性無法準確評價。而且，已有的測試數(shù)據(jù)選擇的溫度范圍跨度(50K)很大，導致在采用插值法獲得兩溫度之間爆炸極限時誤差很大。因此，需要構(gòu)建一超低溫下甲烷爆炸極限實驗測試裝置，測試工況包括初始溫度-170～0℃，初始壓力0.1～0.9MPa。

3.2實驗裝置構(gòu)建

關(guān)于爆炸容器的設(shè)計壓力和壁厚的計算大量學者進行了研究[28～30]，由于相關(guān)計算原理比較簡單在此不再進行贅述。筆者通過相關(guān)計算設(shè)計，得到爆炸容器為內(nèi)徑200mm、高度200mm的圓柱體，設(shè)計壓力45MPa，壁厚50mm，材料為304不銹鋼。實驗裝置流程設(shè)計如圖4所示。

圖3 文獻[18]的實驗裝置示意圖

圖4 實驗裝置流程圖

該實驗裝置流程主要由以下部分構(gòu)成：

a. 配氣系統(tǒng)。配氣系統(tǒng)主要由氣體鋼瓶和相應(yīng)的閥門組成，采用分壓法手動配氣。由于分壓法配氣具有一定的誤差，最終可燃性氣體的濃度由氣相色譜儀測試得到。

b. 氣體攪拌系統(tǒng)。氣體攪拌系統(tǒng)采用磁力攪拌器，使得氣體混合均勻，攪拌容器具有與爆炸容器相同的壓力等級。

c. 抽真空系統(tǒng)。在進行實驗前，采用真空泵對整個實驗裝置進行抽真空。

d. 點火系統(tǒng)(圖5)。閉合充電開、關(guān)打開點火開關(guān)，實現(xiàn)對電容器充電；然后打開充電開關(guān)、關(guān)閉點火開關(guān)，實現(xiàn)對電容器放電，從而在兩電極之間產(chǎn)生電火花。此點火系統(tǒng)還可以同時測量可燃氣體在超低溫下引爆的最小點火能，可以直接使用示波器配合電壓探頭和電流探頭加載到電極兩端進行放電過程中電極兩端電壓和電流的測試，通過積分法獲得最小點火能的值。對于此點火系統(tǒng)，由于電容儲存的能量很小，電壓探頭的內(nèi)阻有限(典型的，100MΩ)，測試電壓時有可能導致點火失敗，即無法放電。其原因是：點火繼電器閉合的瞬間，充電電容作為放電電源，會通過電壓探頭構(gòu)成放電回路而泄漏。如果電容很大，電壓探頭泄漏的電量可忽略，但氣體爆炸點火用的儲能很小，儲存的電量會短時間泄放而導致電壓迅速下降。此時需要在電壓探頭上串聯(lián)一個分壓電阻，提高電壓測量回路的內(nèi)阻。

e. 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括采集爆炸容器內(nèi)的壓力、溫度及點火能量等的即時數(shù)值。為保證測量精度和控制的可靠性，采用C168H數(shù)字采集控制卡實現(xiàn)數(shù)字化采集傳輸。

f. 控溫系統(tǒng)。采用單級復合工質(zhì)制冷，能夠使溫度降低至-170℃。制冷箱內(nèi)部設(shè)置一圓柱形筒體，外形尺寸比爆炸容器稍大，筒體內(nèi)部材料為304不銹鋼，表面溫度能夠達到-170℃。內(nèi)腔體和爆炸容器之間留有一定間隙，之間充入鋁粉進行傳熱。即采用固體導熱的方式進行換熱，效率要比文獻[18]中的實驗裝置所用的氣體導熱的方式效率高。

g. 安全系統(tǒng)。系統(tǒng)中設(shè)有多個阻火器和安全閥，爆炸容器上裝有爆破片，實驗室內(nèi)裝有瓦斯報警器，當有氣體泄漏時，能及時發(fā)現(xiàn)并切斷整個流程的工作。

圖5 點火系統(tǒng)原理圖

3.3爆炸容器熱應(yīng)力分析

溫度應(yīng)力，亦稱“熱應(yīng)力”，指物體由于溫度升降不能自由伸縮或物體內(nèi)各部分的溫度不同而產(chǎn)生的應(yīng)力。根據(jù)理論計算，空氣與甲烷爆炸所產(chǎn)生的溫度可超過3 000℃。雖然容器較小，爆炸產(chǎn)生的總熱量有限，但若在極短的時間內(nèi)爆炸產(chǎn)生的高溫氣體與溫度極低(-160℃)的容器內(nèi)壁換熱，則容器內(nèi)壁溫度迅速升高，容器外壁溫度保持不變(-160℃)，會導致容器在厚度方向上產(chǎn)生較大的溫度梯度而產(chǎn)生相當大的溫度應(yīng)力。為確定溫度應(yīng)力的大小，將ANSYS的熱分析模塊和應(yīng)力分析模塊進行耦合，分析容器在該種工況下的熱應(yīng)力。利用ANSYS對筆者所設(shè)計的容器建立如圖6所示的模型。

據(jù)相關(guān)文獻可知：爆炸后，氣體瞬間被加熱到2 000℃以上。由于爆炸會產(chǎn)生明亮的火焰和強烈的沖擊擾動，因此，爆炸過程中氣體與器壁換熱方式主要有輻射換熱和對流換熱兩種方式。

圖6 ANSYS建模

假設(shè)爆炸反應(yīng)完全，生成產(chǎn)物全部為H2O和CO2，其中H2O和CO2單位時間單位面積的輻射換熱如下：

(5)

(6)

式中E——單位時間、單位面積的輻射換熱量，W/m2；

pCO2——CO2分壓，Pa；

pH2O——H2O分壓，Pa；

S——輻射換熱面積，m2；

Tg——氣體溫度，K。

因此，通過對時間積分得總輻射換熱量為：

0.188×Δt}dt

(7)

根據(jù)對流換熱公式，單位時間內(nèi)對流換熱熱量為：

(8)

式中A——對流換熱面積，m2；

h——對流換熱系數(shù)，W/m2。

將輻射換熱和對流換熱作為換熱邊界，得到爆炸后0.1s時的溫度分布和應(yīng)力分布如圖7所示。

a. 溫度分布

b. 應(yīng)力分布

由圖7a可知，爆炸發(fā)生0.1s后，容器內(nèi)外壁溫差達到60K，溫差很大；容器應(yīng)力大都在151MPa，應(yīng)力最大值在容器內(nèi)壁處，達到625MPa，遠高于材料的許用應(yīng)力，容器失效。

為了對比分析，采用同樣的建模方法，對文獻[18]中所用的容器進行了熱應(yīng)力分析，得到相應(yīng)的溫度分布和應(yīng)力分布如圖8所示。

a. 溫度分布

b. 應(yīng)力分布

由圖8a可知，爆炸0.1s后，容器內(nèi)外壁溫差達到15K，應(yīng)力最大值在容器內(nèi)壁處，達到256MPa，仍然高于材料的許用應(yīng)力。但是，文獻[18]中整個實驗過程是安全的，因此，以上建模計算得到的應(yīng)力值是偏大的，這主要是基于以下假設(shè)造成的：爆炸熱量瞬間釋放，在極短的時間內(nèi)將氣體爆炸過程看作是絕熱的。這樣使得理論計算溫度遠高于實際溫度(理論計算溫度能夠超過3 000K，而實測溫度2 000K左右)。

與筆者設(shè)計的容器(6.28L)相比文獻[18]所用的容器(1.57L)體積小很多。容器體積的減小使氣體總放熱量變小，同時內(nèi)徑變小則在承壓不變的情況下壁厚會相應(yīng)減薄，從而使熱應(yīng)力減小。因此，筆者對所設(shè)計的容器進行改造，內(nèi)徑變?yōu)?00mm，高度變?yōu)?00mm，壁厚為30mm，通過建模計算得到新容器的熱應(yīng)力為204MPa，熱應(yīng)力值大幅減小，低于材料的許用應(yīng)力。為了保證容器安全，可在容器內(nèi)部加應(yīng)變片，實時監(jiān)測爆炸過程中應(yīng)力的大小。

4 結(jié)論

4.1現(xiàn)有的爆炸極限經(jīng)驗計算公式對于計算超低溫下甲烷的爆炸極限不再適用，隨著惰性氣體含量的增加，計算值與實驗值差距增加，且爆炸上限差距遠大于爆炸下限之間的差距。前人利用經(jīng)驗公式得到的結(jié)果來評價煤層氣液化流程的安全性是錯誤的。

4.2低溫工況下甲烷爆炸極限的實驗研究很少。現(xiàn)有的實驗數(shù)據(jù)沒有包含整個煤層氣低溫工況下危險性較高的分餾階段。需構(gòu)建一超低溫下甲烷爆炸極限測試裝置，實驗工況范圍：初始溫度103.15～273.00K，初始壓力0.1～0.9MPa。

4.3自行構(gòu)建的爆炸容器在爆炸過程中會產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，遠高于材料的許用應(yīng)力，材料失效。通過進一步模擬計算，對自行構(gòu)建的爆炸容器尺寸進行調(diào)整，在容器承壓不變的情形下，通過增大長徑比可以減小容器在爆炸過程中的熱應(yīng)力。

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MethaneExplosionLimitAnalysisandTestingDeviceDesignunderCryogenicConditions

CUI Gan, LI Zi-li, FU Yang, ZHAO Xiang-yu

(CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China)

The scholars at home have the methane explosion limit data attained under ultra-low temperatures and the existing empirical formula adopted to analyze and evaluate explosion risks in each stage of oxygen-bearing CBM liquefaction process. Comparing its experimental data with the calculation result through empirical formula shows that this empirical formula is inapplicable when calculating methane explosion limit under cryogenic conditions and it may results in incorrect results in explosion risk evaluation. Considering this, a testing device for the methane explosion limit under low temperature conditions was designed and in the process of experiment, the thermal stress of explosion containers was modeled to show that, during the explosion process, the thermal stress produced can exceed allowable stress of the material; and in the case of a constant container volume, the thermal stress can be lowered by increasing the length to diameter ratios. The aforesaid results have guiding significance for the safety in testing the methane explosion limit under ultra-low temperatures.

CBM liquefaction process, testing deice design, ultra-low temperature, methane, explosion, thermal stress

*國家科技重大專項大型油氣田及煤層氣開發(fā)(2008ZX05017-04-01)，中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金項目(15CX06071A)。

**崔 淦，男，1989年1月生，博士研究生。山東省青島市，266580。

TQ050.2

A

0254-6094(2016)03-0302-09

2015-05-09，

2016-05-10)