點火源位置對甲烷-空氣爆燃超壓特征的影響

鄭立剛，呂先舒，鄭凱，余明高,2，潘榮錕,2，張玉貴,2

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點火源位置對甲烷-空氣爆燃超壓特征的影響

鄭立剛1,3，呂先舒1，鄭凱1，余明高1,2，潘榮錕1,2，張玉貴1,2

（1河南理工大學瓦斯地質與瓦斯治理國家重點實驗室培育基地，河南焦作 454003；2河南理工大學煤炭安全生產河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南焦作 454003；3山西焦煤集團有限責任公司，山西太原 030024）

開展了化學恰當比甲烷-空氣預混氣在透明方形管道內的爆燃實驗研究，改變點火源位置，分析在管道一端閉口一端開口條件下，點火源位置對甲烷-空氣預混氣爆燃超壓特征的影響。實驗結果表明：當點火源與閉口端之間距離較小時，時間-超壓曲線不發(fā)生振蕩，隨著點火源相對于閉口端距離的增加，超壓分別呈微弱等幅振蕩、振幅指數(shù)增長的振蕩，且最大超壓峰值隨之增加；超壓波形與火焰瞬態(tài)結構存在密切關聯(lián)，振蕩波形超壓峰值的極值點總是位于火焰位置的極值點；當超壓發(fā)生振蕩時，振幅指數(shù)增長階段的振蕩周期隨時間線性減小，振蕩周期與未燃氣氣柱長度呈現(xiàn)較好相關性；超壓振蕩的原因在于，泄爆口側的火焰前沿觸發(fā)了超壓振蕩，閉口側火焰前沿與聲波（壓力波）在未燃氣氣柱中相互作用放大了超壓振蕩。

甲烷；爆炸；安全；超壓振蕩；點火位置

引 言

可燃氣-空氣預混氣體廣泛存在于化工、能源與動力等行業(yè)，眾所周知，預混氣利用過程中可能產生火災與爆炸等安全問題[1]。為了防止預混氣體火災、爆炸和二次爆炸等重大事故的發(fā)生，必須開展預混氣體爆炸災害規(guī)律研究。爆燃是預混氣體火焰以亞聲速傳播的發(fā)展階段，通常伴隨很高的火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c超壓，甚至發(fā)展成爆震燃燒，形成巨大破壞力。爆燃是一種復雜的化學反應流體力學問題，受到諸如反應性（燃料種類、化學當量比、初始壓力和初始溫度等）與外部條件（容器或管道尺寸、障礙物與點火位置等）等影響[2]。認識不同因素對爆燃參數(shù)的影響規(guī)律既有助于深入理解火焰動力學、豐富燃燒流體力學理論，又有助于為監(jiān)測與控制爆炸災害提供基礎依據(jù)，構成了預混氣體火災與爆炸的重點研究內容之一。在實際工業(yè)安全事故（如化工或煤礦企業(yè)）中，發(fā)生爆炸的點火源位置往往是不確定的，研究點火源位置對爆燃參數(shù)的影響具有重要的實際意義。

研究表明，點火源位置對爆燃過程有重要影響。Bjerketvedt等[2]指出，當點火源靠近泄爆口或可燃氣云邊緣時，爆炸壓力最小。閉口容器（小長徑比）內的實驗表明，容器中心點火時，火焰?zhèn)鞑ジ訉ΨQ，受器壁冷卻作用最小，爆炸壓力更高[3-4]；但也有研究表明，容器底部點火時，在浮力作用下火焰更易傳播，爆炸壓力更高[5-6]。Blanchard等[7]實驗研究了氫氣在長18 m閉口管道內DDT轉變距離與點火源位置關系，由于冷卻效應與活塞效應同時作用，存在最佳點火源位置（距閉口端0.9 m）；Kindracki等[8]實驗研究了甲烷在長1325 mm閉口管道內爆炸超壓，認為中心點火時壓力最大，底部點火其次，頂部點火最小；Bi等[9]數(shù)值模擬研究了甲烷在長1325 mm閉口管道內的爆炸壓力峰值，認為中心點火壓力更大；Xiao等[10]實驗研究了氫氣在長530 mm閉口管道內火焰形狀及火焰?zhèn)鞑ニ俣龋J為距離末端5 cm處點火時火焰?zhèn)鞑ニ俣炔▌幼畲蟆Ｒ陨衔墨I都證實了點火源位置對爆炸參數(shù)有影響，但同時可以看出：一方面，目前的研究主要是集中在閉口管道內，針對一端閉口一端開口管道的研究較少；另一方面，已有研究主要針對最大超壓，針對超壓波形特征的研究較少。就安全角度而言，研究爆炸初期階段對于早期監(jiān)測與控制爆炸災害具有重要的現(xiàn)實意義。對于大長徑比的管道，比如煤礦井下巷道和抽采瓦斯的輸送管道、化工企業(yè)中輸送可燃油氣的管道，在爆燃的早期階段（傳播速度低于聲速），火焰鋒面前方的未燃氣尚未受到強烈壓縮，前驅激波作用可以忽略，火焰能較自由地向下游傳播，即傳播方向下游的邊界條件更接近等壓條件，用一端閉口一端開口管道模擬爆燃早期階段較為合適。因此，本文選用透明的方形管道，改變點火源位置，利用一端閉口一端開口管道研究甲烷-空氣預混氣在爆炸早期階段的超壓特征，同時利用高速攝影捕捉火焰瞬態(tài)圖像，以期闡述超壓的產生機理。

1 實驗裝置與方法

甲烷-空氣預混氣體爆燃實驗系統(tǒng)如圖1所示，由實驗管道、火焰圖像采集系統(tǒng)、壓力與光電信號采集系統(tǒng)、配氣系統(tǒng)和點火系統(tǒng)等組成。實驗管道由壁厚20 mm的有機透明玻璃構成，使得能夠可視化火焰?zhèn)鞑ミ^程，管道長度1000 mm，橫截面為邊長100 mm的正方形，管道右端剛性封閉，左端開口用PVC薄膜密封。火焰動態(tài)結構使用德國Lavision 4G高速攝像機捕捉，圖像采集速率為2 kHz。爆燃超壓采用高頻壓力傳感器采集，測試范圍為-100～100 kPa，響應時間0.02 ms，最大采集頻率達50 kHz，精度等級為0.25，安裝于右側閉口端面并與距離點火電極20 mm；RL-1紅外光電傳感器（南京東大測振儀器廠）采集火焰信號，方向指向點火電極，其作用是利用點火后的光電信號控制同步器同時觸發(fā)數(shù)據(jù)采集卡和高速攝像儀，從而實現(xiàn)壓力信號采集和火焰高速攝像的實時同步，利于聯(lián)合分析爆炸火焰結構和壓力波耦合關系。壓力與光電信號通過USB-1208FS型數(shù)據(jù)采集卡進行采集，采樣速率均為15 kHz。

圖1 實驗系統(tǒng)結構圖

每次實驗前先對管道進行充氣。甲烷與空氣分別通過兩個質量流量控制器流出并混合，形成化學當量比的預混氣，從管道右端充氣口充入到管道中，并從靠近頂端的排氣口排出，為了保證甲烷-空氣充分混合，采用5 L·min-1充氣流量和10 min充氣時間，以保證有3～5倍管道容積的混合氣體流經管道，從而使管道內的原有空氣得以排盡[11]。充氣過程結束后，關閉充氣口和排氣口球閥，在點火之前靜置30 s，保證管道內氣體混合均勻并靜止，降低充氣時產生的湍流效應對爆燃的影響。點火裝置采用直流電壓為6 V的自制電子點火器，點火器安裝于管道閉口端面正中心處。

為研究不同點火位置作用下的火焰結構瞬態(tài)演變與壓力波的耦合關系，在管道中心線上距離右側閉口端0、100、300、500和700 mm位置處分別點火，如圖1所示，研究不同點火位置下超壓產生機理及其特征。

2 實驗結果與討論

2.1 超壓波形及瞬態(tài)火焰結構聯(lián)合分析

圖2 管內甲烷-空氣爆燃超壓-時間曲線

（1）第1階段（泄壓之前） 從點火開始初始一段時間內，火焰從點火源開始以球形方式膨脹發(fā)展，如圖3 (a)中11 ms火焰瞬態(tài)結構，持續(xù)時間約為sphere0.1/L±0.02/L(11.91±2.38) ms，其中是管道半徑或半寬（/250 mm），L是層流火焰?zhèn)鞑ニ俣龋ɑ瘜W恰當比甲烷-空氣預混氣的L0.42 m·s-1[12]）。球形火焰發(fā)展階段的超壓基本保持不變，如對于5組點火位置，超壓從0增加到0.5 kPa所用的時間分別為12.2、11.867、12.133、11.0和11.73 ms，恰好處于火焰球形發(fā)展階段[(11.91±2.38) ms]。在IP0處點火，所用時間最長（12.2 ms），在此種條件下,一方面由于火焰是以半球形發(fā)展，比球形發(fā)展時燃燒速度要慢，另一方面由于燃燒產物過早地受到閉口端面的冷卻；在IP500 mm處點火，所用時間最短（11 ms），這是由于此時兩邊邊界條件最對稱，火焰發(fā)展最自由，單位時間內燃燒速度最快，壓力發(fā)展最快。

經過球形發(fā)展階段以后，大長徑比的管內火焰與小長徑比的球形容器內火焰發(fā)展方式不同，由于管壁對火焰橫向發(fā)展的阻礙，火焰沿管道縱向的傳播速度要遠遠大于沿管道橫向的傳播速度，從而形成拉長的“指型”火焰結構，理論分析表明[13]，這個階段火焰前沿的表面積、火焰前沿相對于點火點的距離tip以及火焰前沿的運動速度F（以管道作為參照系）都呈指數(shù)增長趨勢。在圖2 (a)、(b)中，到達第一個超壓峰值之前，5組點火位置下超壓都遵循指數(shù)值增長規(guī)律（擬合曲線的相關系數(shù)2＞0.993，文中未給出擬合曲線），說明火焰初始發(fā)展階段與理論相吻合。

（2）第2階段（泄壓之后、火焰離開開口端之前） 到達第1個超壓峰值以后，左側開口端的薄膜被沖破，如圖2 (c)中的burst所示。由于泄壓作用，靠近閉口端的右側火焰鋒面由向右運動變?yōu)橄蜃筮\動，對應于burst27 ms時瞬態(tài)火焰結構，此時右側火焰鋒面不再消耗可燃氣，不能為超壓發(fā)展提供能量支持。Yang等[14]的研究表明，當火焰向已燃氣方向運動時，自由基濃度比值CH/C2降低，而CH作為火焰前沿的標記，從光譜學說明了此時燃燒速率顯著降低。靠近開口端的左側火焰鋒面移動速度加快，燃燒速率增加，但由于未燃氣從泄壓口流出引發(fā)膨脹波，可燃氣燃燒速度小于從泄壓口流出的可燃氣速度，使得超壓降低，超壓曲線到達第1個極小點，對應圖3 (a)中29 ms的火焰結構。在29～30 ms之間，雖然右側火焰鋒面繼續(xù)向左運動，引發(fā)膨脹波，使壓力降低，但左側火焰鋒面運動速度進一步加快，燃燒速度增加，形成的壓縮波更強，兩道壓力波綜合效應使得超壓呈增加趨勢，到達第2個超壓峰值，但比第1個超壓峰值要小得多，如圖2 (c)所示。同時也可以看出，在30 ms時，右側火焰鋒面到達左側極值位置，火焰運動方向即將變成向右運動，此時火焰鋒面不再是橢圓結構，而呈平面結構。在30～33 ms之間，右側火焰鋒面開始由向左運動變?yōu)橄蛴疫\動，形成一道壓縮波；比較30 ms和33 ms的火焰瞬態(tài)結構發(fā)現(xiàn)，左側火焰鋒面四周的前沿邊緣與管壁逐漸接觸，使得火焰前沿面積消失，燃燒速率下降，誘發(fā)一道膨脹波，兩者綜合作用使得超壓達到第2個極小值。在33～39 ms之間，右側火焰鋒面繼續(xù)向右運動，壓縮波進一步加強，超壓增加，在39 ms，右側火焰鋒面到達右側極值點，到達第3個壓力峰值。在39～42 ms之間，右側火焰鋒面由向右運動變?yōu)橄蜃筮\動，形成一道膨脹波，超壓降低，到達壓力下降曲線的轉折點exit42 ms。在42～45 ms之間，由于左側火焰沖出管道，大量已燃氣體沖出管道，形成一道強烈的膨脹波，此時右側火焰鋒面加快向左運動，亦形成膨脹波，兩道膨脹波使得超壓急劇下降，使得圖2 (c)中壓力曲線斜率更陡峭，超壓到達極小點，右側火焰鋒面再一次到達左側位置極值點。需要說明的是，在點火位置IP700 mm時，由于點火位置更靠近開口端，使得火焰沖出開口端的時間提前，與超壓到達第3個峰值時間碰巧重合，壓力下降曲線不存在轉折點exit。在45～48.5 ms之間，右側火焰鋒面再一次由向左運動變?yōu)橄蛴疫\動，形成壓縮波，同時先前被左側火焰鋒面擠出管道（從泄爆開始起）的未燃氣被火焰前沿及熱煙氣點燃，亦形成壓縮波，使得超壓又一次達到峰值點，如圖2 (c)中的outside所示。由超壓與火焰瞬態(tài)結構聯(lián)合分析可知，在泄壓之后、火焰沖出開口端之前，超壓波形構成一個近似“w”形結構。

（3）第3階段（火焰沖出開口端之后） 左側火焰鋒面沖出開口端之后，先前已經排出管外的未燃氣被火焰鋒面及熱煙氣引燃，如圖2 (c)中的outside所示，會引起壓力一個小幅回升，隨著這一部分氣體燃燒結束，壓力再次下降。此后，燃燒過程只有一個火焰鋒面——右側火焰鋒面，超壓只與這個火焰鋒面有關聯(lián)，稱這個階段為第3階段。由圖2看出，在點火位置IP0、100 mm時，第3階段超壓幾乎為0[圖2 (a)]；在點火位置IP300 mm時，超壓呈微弱等幅振蕩[圖2 (a)]，最大振幅為0.612 kPa；在點火位置IP500、700 mm時，超壓呈強烈振蕩[圖2 (b)]，其平均值大約為0 kPa，但是正向超壓的幅值隨時間逐漸增加，如點火位置IP= 700mm的最大超壓24.84 kPa，達到最大值后逐漸衰減，且最大振幅隨點火距離的增加而增加。這個階段的壓力上升速率d/d也很大。由圖2 (c)看到，當火焰沖出開口端，直至早前被排出管外的未燃氣燃燒殆盡，即圖2 (c)中outside時刻以后，超壓才出現(xiàn)有規(guī)律的振蕩，故認為火焰沖出管道是隨后超壓振蕩的激發(fā)原因。Ponizy等[15]在研究閉口管道內郁金香火焰形成機理時認為，當火焰面壁面冷卻時，形成的膨脹波激發(fā)了火焰與聲波的相互作用。當火焰沖出開口端后，大量高溫已燃氣離開管道，亦會誘發(fā)膨脹波，從而激發(fā)右側火焰鋒面與聲波相互 作用。

為了說明火焰鋒面與聲波的相互作用，圖3 (b)給出了超壓振蕩期間9個不同時刻的火焰瞬態(tài)圖像，對應于圖2 (c)中101.5～125 ms時間段超壓波形中的波峰與波谷。對比火焰位置與壓力波形可以看出，火焰位置波動與超壓波動具有很好的一致性。當火焰鋒面位置處于極左時（為105、111、117和123 ms），超壓總處于極小值；當火焰鋒面位置處于極右時（為101.5、107.5、113.5、119.5和125 ms），超壓總處于極大值。當火焰從極左位置開始向右運動時（如105～107.5 ms），燃燒速率增加，火焰前沿前方未燃氣受到壓縮，產生壓縮波，超壓從波谷開始升高，當火焰運動到極右位置時（107.5 ms），超壓達到峰值。火焰到達極右位置后，開始向左運動（如107.5～111 ms），火焰前沿往已燃氣中運動，燃燒速率降低，火焰前沿前方未燃氣受到膨脹，產生膨脹波，超壓從波峰開始降低，當火焰運動到極左位置時（111 ms），超壓到達波谷。膨脹波與壓縮波如此反復交替，構成超壓振蕩的循環(huán)，例如，經過11個周期循環(huán)，圖2 (c)超壓到達其最大峰值，然后開始下降。由此看出，超壓峰值的極值點總是位于火焰位置的極值點，火焰前沿與超壓波形發(fā)生復雜的相互作用，這種作用逐漸放大，使得超壓幅值越來越大。

圖3 火焰瞬態(tài)結構（IP500 mm）

就安全角度而言，這種振蕩超壓更加有害，不僅在于其振蕩特性，而且因其很高的壓力上升速率，可能使得泄爆裝置失效[16]。Searby[17]研究表明，火焰前沿與聲波（壓力波）相互作用使得壓力能與流體動能發(fā)生轉化，能引起火焰前沿的未燃氣具有更高的流動速度，從而誘發(fā)湍流，使火焰?zhèn)鞑ニ俣燃眲≡黾樱黾颖嫁D爆震的可能性。

由以上超壓形成機理分析可知，第1個超壓峰值是因為開口端PVC膜的破裂；第3個壓力峰值后超壓急劇下降是因為火焰沖出開口端，而第1、3個壓力峰值之間近似“w”形的超壓波形結構是左側火焰面與右側火焰面交替產生膨脹波與壓縮波共同作用的結果；當超壓波形發(fā)生振蕩時，火焰鋒面與壓力波在未燃氣氣柱中發(fā)生火焰-聲波相互作用，形成幅值呈增長趨勢的振蕩超壓特征。

2.2 超壓振蕩幅值及周期分析

下面對振蕩超壓特征進行分析。圖4 (a)、(b)分別給出了點火位置IP500、700 mm時超壓振蕩增長期與衰減期的幅值隨時間的變化規(guī)律。從圖4 (a)看出，增長期的超壓振幅符合指數(shù)增長規(guī)律 （2＞0.998）。點火位置IP500振幅增長速度要大于點火位置IP700振幅增長速度。相比于增長期，衰減期的振幅擬合成負指數(shù)相關性要小（2分別為0.868和0.968），IP700時振幅衰減速度更快，如圖4 (b)所示。Zhu等[18]數(shù)值模擬了瓦斯在兩端剛性封閉管道內爆炸波的發(fā)展規(guī)律，超壓在到達峰值以后呈負指數(shù)衰減；Pierre等[19]的模擬結果也呈類似趨勢。由于研究條件的不同，閉口管道內的超壓振蕩特性呈鋸齒狀，而一端封閉一端開口管道的超壓振蕩特性呈近似正弦波特性[圖2 (c)]，說明了邊界條件對氣體爆炸特征的影響。

圖4 管內甲烷-空氣爆燃超壓振蕩增長與衰減階段

為了研究超壓振蕩特征，對振蕩增長期的振蕩周期進行了計算分析。圖5 (a)、(b)分別給出了點火位置IP為500和700 mm時振蕩周期隨時間的變化規(guī)律。由圖看出，增長期的振蕩周期以接近線性規(guī)律隨時間降低（IP為500和700 mm的2分別為0.969和0.976）。這與文獻報道結果不同，Kerampran等[20]研究了丙烷-空氣預混氣在長度1200 mm、寬度22 mm、一端開口一端閉口（閉口端點火）方形管道內的火焰?zhèn)鞑ィ贸龌鹧媲把剡\動軌跡和超壓會發(fā)生振蕩，超壓振蕩周期固定不變（15.87 ms）。他們認為，由于火焰前沿的冷未燃氣發(fā)生共振，振蕩周期等于未燃氣的基頻（一次諧波）振蕩周期。周期正比于波長，如果振蕩是因為壓力波與火焰前沿在未燃氣中發(fā)生相互作用，隨著燃燒的進行，冷未燃氣的長度減小，振蕩周期應該降低。為了驗證這個假設，采用圖像處理法[21]獲得了火焰前沿位置的包絡平均值，如圖5所示。在振蕩增長期，超壓[圖2 (c)]與火焰前沿（圖3）發(fā)生強烈的振蕩，例如，一個周期內火焰位移最大相差135.4 mm，準確選擇火焰前沿位置較困難。考慮這些不確定因素，從圖5看出，火焰位置隨時間的變化規(guī)律與周期隨時間變化規(guī)律相關性較好（特別是點火位置IP700 mm），這為以上假設提供了一定的證據(jù)。Petchenko等[22]采用直接數(shù)值模擬研究了一端閉口一端開口管道在開口端點火時的火焰?zhèn)鞑ィ鹧嫒紵俾食收袷幪匦裕袷幹芷谂c火焰鋒面和閉口端之間未燃氣長度有關。正如文獻[13]所言，理論目前不足以準確預測火焰與聲波（壓力波）相互作用。然而，利用火焰前沿與管道閉口端之間未燃氣氣柱長度作為解釋振蕩周期的變化規(guī)律比較合理，這亦說明了超壓振蕩是超壓與火焰鋒面在未燃氣中發(fā)生相互作用的結果。

圖5 爆燃超壓增長階段的振蕩周期及未燃氣氣柱長度

2.3 超壓峰值比較

圖6～圖8分別比較了不同點火位置下的第一個超壓峰值（對應于泄爆時刻）、第3個超壓峰值（對應于“w”形壓力波形的右側峰值）與最大峰值超壓（整個爆燃過程最大的超壓值）。由圖6看出，除IP0之外，隨點火距離（相對于閉口端）增加，第1個超壓峰值降低，超壓峰值到達時間也減小。對于有泄爆的工業(yè)裝置，點火源位置距離泄爆口越近，泄爆越早，泄爆時裝置內壓力越小，更加有利于安全[23]。

圖6 第1個超壓峰值及到達時間

圖7 第3個超壓峰值及到達時間

圖8 最大超壓峰值

由圖7看出，隨著點火位置增加，第3個超壓峰值先增加后減小，在點火位置IP500 mm時存在一個最大值，點火位置相對于管道越對稱，火焰初期發(fā)展越不受限制，壓力越高；隨著點火位置距離增加，峰值到達時間亦降低。在對火焰發(fā)展第二階段壓力產生機理的描述中可知，第3個壓力峰值到來時間正好對應于右側火焰鋒面到達極右位置（右即是管道閉口端），這個時刻不等于左側火焰鋒面（靠近開口端）離開出口時間，但隨點火位置越靠近開口端，兩者時間差越小，在IP700 mm時，兩者幾乎同時到達。

由圖8看出，隨著點火距離的增加，最大超壓峰值亦增加。馮長根等[24]應用AutoReaGas軟件模擬了煤礦獨頭巷道(即一端封閉一端開口)內瓦斯爆炸，認為點火位置離封閉端越近，各個測點上所得到的超壓越大（最大靜態(tài)超壓為23.02 kPa），所得結論似乎與本文結論不一致。當點火位置增加到500 mm時，由于存在火焰-壓力波相互作用，最大超壓顯著增加，文獻[24]未說明數(shù)值計算中是否考慮火焰-聲波的相互作用，使得文獻[24]結果很難與本文進行直接比較。如果不考慮火焰-聲波的相互作用，文獻[24]結果與本文圖6結果一致，即點火位置越接近封膜處，爆炸強度越弱，由此看出火焰-聲波相互作用在超壓產生機理中的重要性。在實際工業(yè)應用中，采取監(jiān)測、預防與控制爆燃災害時需考慮點火位置的影響。

3 結 論

改變點火源位置(指距閉口端距離，下同)，研究了甲烷-空氣預混氣在一端閉口一端開口、透明方形管道內的爆燃超壓特征，得出以下結論。

高職院校是軍隊優(yōu)質兵員的戰(zhàn)略儲備基地，有義務、有責任做好大學生應征入伍工作，退役復學高職生就是學校征兵工作的最佳代言人。退役復學高職生參與學校征兵宣傳工作、入伍咨詢工作、軍營生活解讀工作、軍事訓練展示工作，具有明顯的優(yōu)勢[3]。他們熟悉軍營，熟悉軍事訓練，能帶動更多的有志青年投筆從戎，為保衛(wèi)祖國盡一份力，為部隊改善兵員素質、提高兵員質量做出應有的貢獻。

（1）點火源位置對爆燃超壓有重要影響。超壓曲線可分成3個階段：第1階段對應薄膜破裂，第2階段對應于靠近開口端（即左側）的火焰鋒面離開管道，第3階段對應于火焰-聲波相互作用。隨著點火源位置的增加，第3階段的超壓波形從不振蕩到微弱等幅振蕩（0.612 kPa）再到振幅指數(shù)增長振蕩（最大振幅24.84 kPa）。

（2）當超壓發(fā)生振蕩時，超壓波形與火焰瞬態(tài)結構密切關聯(lián)，超壓峰值的極值點對應于火焰位置的極值點，形成幅值呈指數(shù)增長的振蕩超壓特征；振幅指數(shù)增長期的振蕩周期以接近線性規(guī)律隨時間減小，火焰前沿與管道閉口端之間未燃氣氣柱長度亦隨時間減小，兩者之間呈現(xiàn)較高的相關性。結論說明了超壓振蕩是超壓與火焰鋒面在未燃氣中發(fā)生火焰-聲波相互作用的結果。

（3）當考慮超壓振蕩時，隨著點火源距離的增加，最大超壓峰值亦增加，說明了火焰-聲波相互作用在超壓產生機理中的重要性。在實際工業(yè)應用中，采取監(jiān)測、預防與控制爆燃災害時需考慮點火位置的影響。

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Influence of ignition position on overpressure of premixed methane-air deflagration

ZHENG Ligang1,3, Lü Xianshu1, ZHENG Kai1, YU Minggao1,2, PAN Rongkun1,2, ZHANG Yugui1,2

(1State Key Laboratory Cultivation Base for Gas Geology and Gas Control, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454003, Henan, China;2The Collaborative Innovation Center of Coal Safety Production of Henan Province, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454003, Henan, China;3China Shanxi Coking Coal Group Co., Ltd., Taiyuan 030024, Shanxi, China)

The premixed stoichiometric methane-air deflagration is conducted in a transparent square cross-section duct. Effects of the ignition positions on the overpressure characteristics of the premixed methane-air deflagration flame propagating in the duct closed at one end and open at the opposite end are obtained. The experimental results show that the pressure waveform changes from no oscillation to weak oscillation with the equiamplitude then to sharp oscillation with the exponential increase amplitude as the ignition positions relative to the closed end of the duct are increased. The generation mechanism of the overpressure is closely dependent on the transient flame structures and the overpressure extrema of the oscillating waveforms always correspond to the flame position extrema. The oscillation periods of the overpressure waveforms during the phase of the exponential increase amplitude are linearly decreased with the time since ignition and well correlated with the length of the unburnt gas column. The oscillation is triggered by the venting of the flame front located at the open end of the duct, and then amplified by the flame-sound interaction in the unburnt gas column between the pressure wave and the flame front located at the closed end of the duct.

methane; explosion; safety; overpressure oscillation; ignition position

2014-12-03.

supported by the National Natural Science Foundation of China (51106044, 51304070).

ZHENG Ligang, zhengligang97@163.com

10.11949/j.issn.0438-1157.20141789

TD 712

A

0438—1157（2015）07—2749—08

國家自然科學基金項目（51106044，51304070）；中國博士后基金項目（2013M540570）；河南省高等學校青年骨干教師資助項目（2012GGJS-053）；河南省高校科技創(chuàng)新團隊項目（14IRTSTHN002）。

2014-12-03收到初稿，2015-04-28收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：鄭立剛（1979—），男，博士，副教授。