Influence of explosion venting conditions on the deflagration characteristics of gas-powder two-phase mixture system in pipe
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摘要: 为探究气粉两相混合体系泄爆特性变化规律，以甲烷-硝酸铵为实验介质，利用自行搭建的不锈钢火焰加速管道开展了泄爆口不同静态动作压力（pst）的燃爆实验，着重研究了pst对气粉两相燃爆压力、火焰传播速度和泄爆火焰形态的影响规律。pst由泄爆口阻塞比（θ）和泄爆膜层数（n）决定，θ和n增大的共同作用使pst升高。pst升高将增强管道对气粉和反应产物冲出管外的约束，增大管内流体的黏滞效应，促进管内气粉两相反应，降低未燃气在管外二次爆炸的强度。对爆燃压力进行分析，发现pst从2.97 kPa升高至14.64 kPa时，爆燃压力时程曲线呈含维稳平台的双峰结构。第一压力峰值从5.48 kPa增大至10.20 kPa，维稳时间从6 ms延长至25 ms，第二压力峰值从23.03 kPa减小至9.71 kPa；pst为16.08 和24.12 kPa时，破膜前压力多次叠加反射，致使泄爆膜压力时程曲线呈特殊振荡上升的三峰结构。对火焰传播速度进行分析，发现pst升高使火焰的平均传播速度从161.33 m/s降低至67.99 m/s。对泄爆火焰进行分析，发现当n=2时，θ增大将使泄爆火焰结构由簇状转变为射流状；θ=88.9%时，泄爆火焰呈典型的射流状。θ增大和n增大均使火焰亮度逐渐降低，火焰发光区长度减小，破膜至火焰出现时间间隔和火焰持续时间延长。Abstract: To investigate the variation law of the blasting characteristics of the gas-powder two-phase mixed system, blast experiments with different outlet static action pressures (pst) were carried out in a self-built stainless steel flame acceleration pipeline, and the variation law of pst on two-phase blasting pressure, flame propagation velocity, and blasting flame morphology was emphatically studied. pst is determined by the blasting hole blocking ratio (θ) and the number of blasting film layers (n). The increase of θ and n together increases pst. The increase of pst strengthens the constraint of gas powder and reaction products flowing out of the pipe, increases the viscosity effect of the fluid in the pipe, promotes the reaction of gas powder in the pipe, and reduces the degree of secondary explosion of unfired gas outside the pipe. For the pressure-time interval curve analysis, pst increases from 2.97 kPa to 14.64 kPa, and the pressure time interval curve shows a double peak structure with a keep platform. The first pressure peak increases from 5.48 kPa to 10.20 kPa, the keep time extends from 6 ms to 25 ms, and the second pressure peak decreases from 23.03 kPa to 9.71 kPa. When pst is 16.08 and 24.12 kPa, the pressure before the bursting film is superimposed and reflected many times, resulting in the time-history curve of bursting film pressure showing a special oscillating and rising three-peak structure. In the analysis of flame propagation velocity, the increase of pst decreases the average flame propagation velocity from 161.33 m/s to 67.99 m/s. When n=2, the increase of θ makes the flame structure change from cluster to jet. When θ=88.9%, the blasting flame shows a typical jet shape. The increase of θ and n makes the flame brightness gradually decrease, the length of the flame luminescence zone decreases, the time interval from breaking film to flame emergence and the flame duration increase.
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泄爆是一种工业上常用的防爆、抑爆措施。影响泄爆效果的原因有很多，学者们针对泄爆压力和火焰已经开展了大量的研究工作。Duan等[1]分析了多孔介质对甲烷爆炸火焰和超压的影响，发现多孔介质不仅可以抑制爆炸火焰的传播，而且大孔径的多孔介质可以引起爆燃，加速火焰从层流向湍流的转变。Bao等[2]发现，改变甲烷浓度和泄爆孔静态动作压力会影响泄爆压力曲线峰值个数。Gao等[3-4]利用20 L球形爆炸容器开展了有机玻璃（PMMA）粉尘爆炸实验，发现容器泄爆压力随泄爆口面积增大而降低，随泄爆孔静态动作压力升高而升高。Proust[5]开展了玉米淀粉爆炸泄爆实验，发现火焰的湍流强度越大，火焰传播速度越高。邢志祥等[6]利用Fluent软件模拟了密闭状态下多孔材料火焰的传播速度，发现多孔材料对火焰传递速度具有抑制作用。师喜林等[7-8]发现，球形和管道爆炸装置的泄爆口径减小均会增大容器内的最大爆炸压力；同时，模拟球形容器气体泄爆过程发现泄放导管长度减小会引起泄放压力下降的速率增大。王健等[9]利用自主设计的管道探究了组合多孔介质与氮气幕抑制瓦斯爆炸的协同作用，发现多孔介质孔隙密度（单位英寸长度上的平均孔数，PPI）为10的泡沫镍和孔隙密度为40的泡沫铜是最佳抑爆效果组合。杜赛枫等[10]开展了H2/空气预混气燃爆实验，发现最大外部超压与破膜压力呈非单调变化规律。陈昊等[11]利用1 m长竖直方管开展了H2/CH4/空气预混气燃爆实验，发现泄爆口处的最大超压随顶端爆破压力呈线性增大趋势。郑凯等[12]利用封闭管道探究了泡沫铜的孔隙密度对合成气爆炸特性的影响，发现泡沫铜会引起管道内超压和火焰尖端速度的极大提升，且孔隙密度越小，火焰穿过泡沫铜后的最大火焰尖端速度越大，超压峰值越高。
甲烷作为应用最广泛的可燃气体，其相关燃爆泄爆特性被众多学者研究。Rui等[13]利用容积为1 m3的矩形容器对甲烷-空气泄放爆炸过程进行了数值模拟，发现压力时程曲线中存在的4个压力峰值分别对应于泄放（popen）、火焰泄放（pout）、外部爆炸（pext）和声学强化燃烧（pacc），且popen和pacc随排气泄爆压力的增大而增大，而pout和pext几乎与排气爆破压力无关。 Ciccarelli等[14]探究了方形管道内阻塞比对甲烷-空气火焰传播的影响，实验结果表明，因障碍物影响火焰传播速度，火焰在后期发生不规则波动。Blanchard等[15]发现90°弯管能提高甲烷-空气火焰速度和超压。Lin等[16]研究了3种不同类型的分叉管道对预混甲烷-空气爆炸超压的影响，结果表明，管道中的峰值超压演变在分叉之前呈下降趋势，在分叉之后直至达到最大值之前急剧增加，并且在传播到管道末端时呈下降趋势。Chen等[17]和Jiang等[18]重点研究了当量比、静态动作压力和泄爆管阻塞比等对甲烷-空气预混可燃气二次爆炸的影响。汪泉[19]研究了有机玻璃方管中不同障碍物对甲烷火焰形态、压力和速度等的影响。常伟达等[20]发现，在泄爆口布设消爆仓可以减弱甲烷-空气火焰传播的湍流程度，进而降低其泄爆压力。徐进生等[21]发现，泄爆口存在时，瓦斯预混气爆炸压力曲线均呈升高、降低和振荡3部分。Fakandu等[22]利用长径比为2.8的10 L圆柱形容器开展了体积分数为10%的甲烷和7.5%的乙烯预混气体的燃爆实验，分析了动态破膜压力与静态破膜压力之间的关系，结果表明，动态破膜压力高于静态破膜压力，比例常数为1.37。
以上研究均针对粉体或气体单相在管道或球形容器的燃爆泄爆特性，针对气固两相在不同静态动作压力下大长径比管道内的泄爆研究相对较少。在煤矿瓦斯开采中，硝酸铵作为工业炸药的主要成分，已被广泛应用于矿区生产活动。因此，探究甲烷-硝酸铵气粉两相泄爆特性的变化规律，可以为气粉两相燃爆安全提供理论支撑。本文中，基于自主搭建的火焰加速管道实验平台，通过改变泄放装置进而改变泄爆口静态动作压力，探究泄爆条件对甲烷-硝酸铵气粉两相泄爆压力和火焰传播速度的影响以及火焰传播行为的差异。
1. 实 验
1.1 实验装置
实验测试系统包括不锈钢火焰加速管道、配气系统、点火系统、图像采集系统和速度压力采集系统，如图1所示。
火焰加速管道由3段钢管组成，以点火端为右端，由右向左依次命名为1、2、3号管，长度分别为1.0、1.0和3.5 m，法兰连接后总长度为5.5 m。其中1和3号管内径均为120 mm，2号管为方管，方孔边长为120 mm。点火端封闭，距点火端140 cm处布置压力传感器，用于采集管中爆燃压力；距点火端276～476 cm处布设5个光电传感器，用于收集爆燃火焰传播速度，相邻传感器等距间隔50 cm。本实验使用CY-YD-205型压电式压力传感器采集管内爆燃压力，采用NAC Memrecam HX-3型高速摄像机采集泄爆火焰图像，采集速度为2000 s−1。
如图2所示，泄放装置由3种不同孔径的空心法兰和泄爆膜组成，泄爆膜片材质为聚乙烯（polyethylene，PE），PE薄膜厚0.02 mm，抗拉强度为20 MPa。法兰为合金钢制品，孔径D分别为120、80和40 mm。
泄爆口阻塞比为泄爆口处阻塞部分面积与泄爆口总面积之比。本实验系统的泄爆口为圆形，其阻塞比表示为：
θ=SA−SBSA=SCSA (1) 式中：θ为泄爆口阻塞比，SA为泄爆口总面积，SB为泄爆口面积，SC为泄爆口阻塞面积，3种空心法兰泄爆口径与阻塞比的关系如表1所示。
表 1 泄爆口径与阻塞比的关系Table 1. Relationship between blasting aperture and blocking ratioD/mm SC/cm2 θ/% 120 0 0 80 249.33 55.6 40 400.12 88.9 1.2 静态动作压力模型预测
根据美国消防协会（National Fire Protection Association）和欧洲标准化委员会（European Committee for Standardization）给出的NFPA 68标准[23]和EN 14491标准[24]，静态动作压力（pst）是指压力缓慢上升前提下装置的动作压力。为确定实验中不同工况的静态动作压力，以气体物理超压破膜为测试方式，每个工况重复实验2～3次，取其均值。每个工况测试所得压力均值如表2所示，表中n为泄爆膜层数。
表 2 静态动作压力测试结果Table 2. Test results of static action pressuren pst/kPa D=120 mm D=80 mm D=40 mm 1 3.25 5.20 9.16 2 6.36 9.61 18.96 3 9.16 14.62 22.28 4 16.51 19.25 31.82 如图3所示，对测试结果进行线性拟合，可得3种泄爆孔径下的泄爆装置静态动作压力预测模型：
pst={2.97nD=120mm4.88nD=80mm8.04nD=40mm (2) 预测结果如表3所示。
表 3 静态动作压力计算模型预测结果Table 3. Results predicted by static action pressure calculation modeln pst/kPa D=120 mm D=80 mm D=40 mm 1 2.97 4.88 8.04 2 5.94 9.70 16.08 3 8.91 14.64 24.12 1.3 实验条件及过程
选取淮南舜泰化工有限公司生产的工业级硝酸铵作为粉体介质。将其研磨过筛，粉体粒径分布范围为75～150 μm。图4显示了NH4NO3的粒度分析和表面形态。从图中可以看出，NH4NO3粉末的粒度较均匀，颗粒形状基本呈椭圆形晶体。实验时先将预制粉体以1.5 kg/m2的面密度、40 cm的长度均匀铺设于管内观察窗处。
实验名义点火能量为3 J，CH4体积分数为9.5%，所有实验均在环境压力（0.1 MPa）和常温（298 K）下进行。将甲烷-硝酸铵作为气粉两相代表，研究不同泄爆条件对管内气粉两相泄爆特性的影响。
2. 结果与分析
2.1 泄放装置对两相体系泄爆压力的影响
图5～7为不同阻塞比θ下，改变泄爆膜层数n时，由压力传感器收集的气粉两相的爆炸压力时程曲线。2.97 kPa≤pst≤14.64 kPa时，压力时程曲线呈双峰结构。第一峰值压力pp1是由管内气粉两相反应产生能量，至破膜后气体泄放产生[17-19]。第二峰值压力pp2为管内未燃预混气冲出管道，在管道外部发生二次爆炸形成[21]。静态动作压力pst约束了管内气体的泄放，促进了管内气粉两相的燃烧反应程度，管内温度升高致使粉体热分解释放气体，对破膜后压力降低进行补充，因压力测点与泄爆口距离较远，气粉燃烧和粉体热分解产生的压力补充与泄爆口的压力泄放在测点处平衡，使测点压力出现维稳平台，其持续时间为tk。16.08 kPa≤pst≤24.12 kPa时，压力时程曲线失去双峰结构，呈持续震荡的特殊三峰结构，2种工况与密闭条件下，NH4NO3对瓦斯爆炸特性的影响实验结果相似[25]。2种工况处于泄爆强度高约束状态，前驱压力波首次到达泄爆口时未达泄爆膜抗拉压力极限，破膜失败，反射压力波又会先后作用于未燃区、火焰区以及反应产物区，提升火焰湍流程度，使得燃烧反应进一步加剧，压力得到进一步提升，而当产物区压力再次积累、膨胀，将会再次出现测点区压力降低的现象，产生第2个峰，如此反复产生多峰结构，直至破膜。
图 5 θ=0%条件下不同n工况的压力时程曲线Figure 5. Pressure-time history curves under different working conditions of n at θ=0%
图 6 θ=55.6%条件下不同n工况的压力时程曲线Figure 6. Pressure-time history curves of different working conditions of n at θ=55.6%
图 7 θ=88.9%条件下不同n工况的压力时程曲线Figure 7. Pressure-time history curves of different working conditions of n at θ=88.9%如图5所示，当阻塞比θ=0%，即泄爆口无刚性约束时，讨论增加泄爆膜层数对火焰爆燃压力的影响。分析可得，当泄爆膜从1层分别增加到2和3层时，pp1从5.48 kPa分别逐渐增大至7.51和10.20 kPa， tk从6 ms依次延长为12和19 ms， pp2从23.03 kPa逐渐减小为19.43和9.71 kPa。与n=1相比，n=2和3时，pp1的增幅依次为37%和86%；tk分别延长了1倍和2.2倍，pp2降低了16%和59%。增加泄爆膜层数提高了泄爆口抗拉强度，pst增大，加强了对气粉冲出管外的约束，增大了管内流体的黏滞效应，促进了管内气粉两相反应，产热提高，致使温度上升，能量积累增多，pp1提高；温升促进了粉体热解，气体补偿程度加剧，tk延长；管内反应程度提高致使破膜后冲出管道的气体减少，二次爆炸的猛烈程度降低，pp2因此减小。
结合图5～7分析可得，对于n=1，讨论阻塞比θ对火焰爆燃压力的影响。结果表明，n=1时，随着θ的增大，pp1由5.48 kPa提升至7.31和10.20 kPa，tk由6 ms延长至11和25 ms，pp2在θ=0%和θ=55.6%时由23.03 kPa减小至9.33 kPa；与θ=0%相比，θ=55.6%和88.9%时pp1的增幅依次为33%和86%；tk分别延长了0.8倍和3.2倍。这是因为θ增大增强了前驱压力波在泄爆口处的刚性约束，形成的反射压力波增大了流场的湍流程度，促进了管内燃烧，反应产能积累增多导致pp1增大；温压提升的同时加剧了粉末的自身分解，tk因此延长；破膜后冲出管道的未燃气量减少，θ增大也降低了气体冲出的效率，减弱了二次爆炸压力波的传递效率，导致pp2减小。而在θ=88.9%，n=1工况，pp2并未减小，而是与第一压力峰值10.20 kPa相同。这是由于更大面积的刚性约束使管内压力的泄放变得极其平缓，未泄放能量维持着管内粉体的热分解，未燃气冲出管外效率降低使二次爆炸更加微弱，三者耦合作用致使此工况整个压力时程曲线呈现出不明显的双峰结构。
如图7所示，在pst=16.08 kPa和pst=24.12 kPa的2种工况下，压力时程曲线失去双峰结构，呈振荡上升的三峰结构。因为在最大刚性约束条件下，n增加提高了泄爆膜的抗拉强度，导致破膜所需能量提高。破膜前，压力在管内发生反射，从而形成三峰结构[22]。由图7可知，n=2工况下，压力时程曲线上的3个峰值压力（12.04、17.37、22.09 kPa）明显低于n=3工况对应的峰值压力（15.23、21.73、32.52 kPa）。分析可知，n=2工况下，经过一次压力反射积累发生破膜，高阻塞比使未燃气体缓慢泄放，同时延长了管内气粉燃烧作用时间，管内持续的气粉燃烧和粉体热分解加上管外微弱的二次爆炸平衡了泄放带来的压力急剧下降，直至管内温压无法维持燃烧及热分解反应，因此，此工况第三峰压力呈缓慢降低趋势。与n=2工况下不同，n=3工况下经历了2次压力反射积累而破膜，破膜前管内气粉两相反应和粉体热分解程度较高，可视为可燃混气消耗完全，反应停止，破膜后冲出管外进行二次爆炸的气体量极少，致使泄放后管内外无压力补偿，第三峰压力急剧下降。
图8给出了2.97 kPa≤pst≤14.64 kPa时pp1与pst之间的函数关系。此类工况下，pp1视为破膜压力，由图8可知，pp1随pst的升高而单调升高，这是因为，相比于缓慢的静态压力负荷，泄爆膜在动态瞬时压力负荷下会更坚固，高静态动作压力条件下破膜所需的能量也更高[22]。破膜所需的能量主要来源于管内的气粉燃烧以及粉体的热解，膜破所需能量越高，管内参与反应的气粉越多，反应越剧烈，pp1越高。对此pst范围内的破膜压力pp1趋势进行曲线拟合，得到其拟合表达式：
图 8 2.97 kPa≤pst≤14.64 kPa时pp1与pst的关系Figure 8. Relationship between pp1 and pst when 2.97 kPa≤pst≤14.64 kPapp1=0.0049p3st−0.1309p2st+1.9951pst (3) 式(3)可以对在此类实验系统进行的燃爆实验进行理论压力预测，为燃爆泄爆实验研究提供参考。
2.2 泄放装置对火焰传播速度的影响
图9给出了9种工况下管内火焰的传播速度曲线，反映了管道后半段火焰传播速度的变化情况，其中横坐标指的是测点与点火端间距（2.26～4.76 m）。从图9(a)可以看出，当泄爆口阻塞比θ=0%时，泄爆口无刚性约束，火焰传播速度整体呈逐渐增大趋势；从图9(b)~(c)可以看出，当泄爆口阻塞比θ=55.6%和88.9%时，泄爆口有刚性约束且刚性约束逐渐增强，火焰传播速度趋势转变为先升高后降低。这是因为刚性约束增强促进了管道末端未燃区对压力的积累，前期未燃区压力积累较少，火焰仍加速传播，火焰经过测点2、3时，压力积累足够抑制火焰传播。所以，火焰传播速度呈降低趋势。
图 9 各工况火焰传播速度在管道中的变化曲线Figure 9. Variation curves of flame propagation velocity in the pipeline under different working conditions图10给出了不同阻塞比条件下火焰平均传播速度随泄爆膜层数增加的变化趋势。可以看出，随着n的增大，3种阻塞比条件下火焰平均传播速度均逐渐降低。θ=0%时，与n=1工况相比，n=2和3工况下火焰平均传播速度由161.33 m/s依次降低为130.79、121.96 m/s，降幅为19%和24%；θ=55.6%时，与n=1工况相比，n=2和3工况下火焰平均传播速度由138.41 m/s依次降低为115.22、98.43 m/s，降幅为17%和29%；θ=88.9%时，与n=1工况相比，n=2和3工况下火焰平均传播速度由91.97 m/s依次降低为80.51和67.99 m/s，降幅为12%和26%。增加泄爆膜层数提高了泄爆膜总的耐拉强度，提供了更强的约束力，抑制了火焰的传播。增大泄爆口阻塞比也可导致火焰平均传播速度持续降低，刚性约束增强会产生更强的反射压力波，从而更有效地反作用于火焰，抑制火焰传播。另一方面，θ和n共同作用又会使气粉两相体系留存于管内的时间增长，延长了气粉反应作用时间，也在一定程度上抑制了火焰的传播。
图 10 各工况火焰平均传播速度变化趋势Figure 10. Variation trend of average flame propagation velocity under different conditions2.3 泄放装置对泄放火焰形态的影响
利用高速摄像机记录了管道内火焰传播的瞬态图像，进而观察火焰结构，探究火焰传播规律。本节中探究的火焰特征参数包括从破膜至火焰出现的时间间隔ti、火焰发光区长度Lmax和火焰持续时间te。实验中所用高速摄像预设图像尺寸为2 432×720，图像右端记录泄放装置高度为240 mm，等比计算图像实际记录长度为810.67 mm，以12列网格均分图像，每格横向长度为67.56 mm，Lmax可以表示为：
Lmax=67.56i (4) 式中：
i 为火焰覆盖网格数量。控制单一变量对实验中的9种工况进行对比分析，发现所得实验结果具有一致性。因此，以破膜时刻为起始点，在研究泄爆膜层数变化的影响时，选取θ=88.9%的3种工况进行分析；在研究泄爆口阻塞比变化的影响时，选取n=2的3种工况进行分析。图11和12分别给出了n=2时不同泄爆口阻塞比工况和θ=88.9%时不同泄爆膜层数工况对应的泄爆火焰结构。
图 11 n=2时，θ=0%、55.6%和88.9%瞬态泄爆火焰结构Figure 11. Transient burst flame structures under the conditions of n=2 and θ=0%, 55.6%, and 88.9%, respectively
图 12 θ=88.9%条件下，n=1、2和3瞬态泄爆火焰结构Figure 12. Transient burst flame structures under the conditions of θ=88.9% and n=1, 2, and 3, respectively图11比较了n=2时3种泄爆孔径条件下的火焰结构。分析可知，对n=2工况，当θ=0%时，泄爆口无刚性约束， ti为98 ms，火焰以团簇形态向管外传播， Lmax为776.89 mm， te为10 ms。随着θ的增大，ti依次增加至117和132 ms，Lmax依次减小至405.36和229.70 mm，te依次增加至17和45 ms；与θ=0%相比，θ=55.6%和88.9%时ti分别增加了19%和35%，Lmax分别减小了48%和70%，te分别增加了70%和35%。由于泄爆口刚性约束增强，增大了压力波的反射，促进了管内湍流程度和燃烧反应，ti因此增大；而未燃介质泄放入外界环境的量减少，导致Lmax依次减小；泄爆口阻塞比的增大降低了泄放效率，使te依次增加；随着θ的增大，泄放火焰由簇状火焰逐渐转变为射流火焰，且火焰亮度逐渐减小。
图12比较了θ=88.9%时不同泄爆膜层数工况下的火焰结构。θ=88.9%工况下刚性约束最强，可以看出，此工况下的火焰呈现为典型射流火焰。n=1时，ti为72 ms，火焰呈暗红色，Lmax为270.22 mm，te为31 ms。随着n的增大，ti依次增加至132和140 ms，Lmax依次减小至229.70 和202.68 mm，te依次增加至45和51.5 ms；与n=1工况相比，n=2和3工况下ti分别增加了83%和94%，Lmax分别减小了15%和25%，te分别增加了45%和47%。这是因为n增大使管内湍流程度和燃烧反应加剧，由于泄爆法兰的强刚性约束和泄爆膜的高耐拉强度，管内前驱压力波经2次及以上反射至泄爆膜破裂，ti增加；反射压力波在管内反射的次数越多，对管内燃烧及粉体热分解反应的促进作用越明显，致使未燃介质泄放入外界环境的量减少，降低了管外二次爆炸的剧烈程度，从而在一定程度上减小了Lmax；而管内加剧的反应促进了温升，使更多的可燃介质参与反应，使te增加；管外二次爆炸程度降低亦使火焰亮度逐渐减小。
3. 结 论
在自主搭建的5.5 m长火焰加速管道实验平台上，分析了泄爆口静态动作压力对典型气粉两相燃爆特性的影响，得到以下主要结论。
(1) 管道内部压力时程曲线由于泄爆口的破裂和外部爆炸出现了2个压力峰，同时泄爆口破膜泄放与管内反应释能补充两者耦合作用导致第一压力峰出现维稳平台，随pst的增大，第一压力峰值呈单调增大趋势，且维稳时间逐渐延长；当pst>14.64 kPa时，管道内部由于管内压力活塞式反射而失去双峰结构，呈现压力峰值逐渐增大的三峰结构。
(2) 各工况下管道后段火焰平均传播速度呈降低趋势，θ和n分别侧重于改变刚性约束和泄爆膜抗拉强度，进而对火焰平均传播速度产生影响，且两者共同作用对速度的抑制有叠加效应，加剧了对火焰传播的抑制效果，且θ的影响占主导地位。
(3) θ和n对管道外部火焰传播具有明显的抑制作用，两者的增大均会引起管外火焰亮度降低，火焰发光区长度减小，破膜至火焰出现的时间间隔和火焰持续时间延长；且在n相同的情况下，θ的增大使泄爆火焰结构由簇状火焰转变为典型射流火焰。
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图 5 θ=0%条件下不同n工况的压力时程曲线
Figure 5. Pressure-time history curves under different working conditions of n at θ=0%
图 6 θ=55.6%条件下不同n工况的压力时程曲线
Figure 6. Pressure-time history curves of different working conditions of n at θ=55.6%
图 7 θ=88.9%条件下不同n工况的压力时程曲线
Figure 7. Pressure-time history curves of different working conditions of n at θ=88.9%
图 8 2.97 kPa≤pst≤14.64 kPa时pp1与pst的关系
Figure 8. Relationship between pp1 and pst when 2.97 kPa≤pst≤14.64 kPa
图 9 各工况火焰传播速度在管道中的变化曲线
Figure 9. Variation curves of flame propagation velocity in the pipeline under different working conditions
图 10 各工况火焰平均传播速度变化趋势
Figure 10. Variation trend of average flame propagation velocity under different conditions
图 11 n=2时，θ=0%、55.6%和88.9%瞬态泄爆火焰结构
Figure 11. Transient burst flame structures under the conditions of n=2 and θ=0%, 55.6%, and 88.9%, respectively
图 12 θ=88.9%条件下，n=1、2和3瞬态泄爆火焰结构
Figure 12. Transient burst flame structures under the conditions of θ=88.9% and n=1, 2, and 3, respectively
表 1 泄爆口径与阻塞比的关系
Table 1. Relationship between blasting aperture and blocking ratio
D/mm SC/cm2 θ/% 120 0 0 80 249.33 55.6 40 400.12 88.9 
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表 2 静态动作压力测试结果
Table 2. Test results of static action pressure
n pst/kPa D=120 mm D=80 mm D=40 mm 1 3.25 5.20 9.16 2 6.36 9.61 18.96 3 9.16 14.62 22.28 4 16.51 19.25 31.82
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表 3 静态动作压力计算模型预测结果
Table 3. Results predicted by static action pressure calculation model
n pst/kPa D=120 mm D=80 mm D=40 mm 1 2.97 4.88 8.04 2 5.94 9.70 16.08 3 8.91 14.64 24.12
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