方管內汽油-空氣混合氣體密閉爆炸和泄爆特性研究*

李國慶，張笈瑋，武 軍，王世茂，齊曉光，張培理，齊 圣

（1. 63926 部隊，北京 100192；2. 中國空氣動力研究與發展中心，四川 綿陽 621000；3. 陸軍勤務學院，重慶 401311；4. 國民核生化災害防護國家重點實驗室，北京 102205）

油料既是重要的能源物資，又是典型的碳氫類易燃易爆重大危險源。油氣爆炸事故一直是造成人員傷亡和財產損失的重大災害事故之一。在實際工程中，密閉爆炸和泄爆是油氣儲存、運輸、加注過程中常見的兩種爆炸模式。由于這兩種爆炸模式邊界條件的差異，導致爆炸過程火焰傳播和超壓演變等流場瞬變特性具有較大的差異，因此有必要掌握油氣的兩種爆炸模式發展規律，為油料洞庫、軍用和民用地下空間等受限空間的防爆安全防護設計、抑爆技術實施等提供工程參考。

近年來，針對油氣等可燃氣體的爆炸特性進行了大量研究，主要涉及爆炸超壓和火焰傳播演變特性[1-10]。大量的研究以甲烷、丙烷、氫氣、油氣為反應介質，研究重點主要為反應物初始濃度、初始點火能量、初始溫濕度、管道長徑比、點火位置以及置障條件等初始條件和邊界條件對可燃氣體爆炸特性的影響[11-23]。研究手段主要以實驗和數值模擬為主，考慮到安全性問題，大量的實驗研究仍然在全密閉鋼制管道或容器內進行，實驗過程監測的參數以超壓-時序曲線和局部火焰傳播圖像為主，較難全面反映可燃氣體爆炸傳播過程火焰-湍流-超壓等多場耦合機理。然而，在實際工況中，大部分的受限空間存在如門、窗戶、通道出入口等泄壓結構，可燃氣體爆炸傳播過程中火焰和超壓會通過泄壓結構傳播至外場區域，其爆炸特征與全密閉空間相比具有較大的差異性。盡管，以往也有泄爆方面的研究，但大多研究主要針對泄壓口材料[24]和泄壓口面積[8]等對爆炸特性的影響，較少有研究對密閉爆炸和泄爆進行對比分析。尤其，針對油氣爆炸特性的實驗研究，基本在密閉空間內進行，然而實際工程中發生的油氣爆炸事故基本都伴隨著泄爆現象的發生，爆炸超壓和火焰對密閉空間內部和外部區域都具有破壞效應。因此，有必要研究油氣密閉爆炸和泄爆兩種爆炸模式下火焰傳播和超壓演變特性。

鑒于此，本文中利用全透明有機玻璃方管，并分別基于密閉管道和單側端部開敞管道，采用初始油氣體積分數為1.7%（當量比約為1）的汽油-空氣混合氣體[25]進行爆炸實驗，探究管道內油氣密閉爆炸和泄爆兩種模式下爆炸超壓、火焰傳播形態和火焰傳播速度的變化規律，并基于大渦模擬計算結果，對兩種爆炸模式下火焰的特殊形態形成機理進行分析。

1 實驗系統與方法

1.1 實驗系統

實驗系統組成如圖1 所示，主實驗臺架為水平放置的方管，材質為有機玻璃，尺寸為100 mm×100 mm×1 000 mm，容積為10 L，設計壓力為1.5 MPa。管道端部采用鋼制法蘭連接，在右側盲板設置2 個螺紋孔，可安裝點火頭和壓力傳感器，在管道上壁面設置4 個間距為200 mm 的螺紋孔，可連接防爆球閥，用于連接碳氫濃度測試儀和配氣裝置，主實驗臺架示意圖如圖2 所示。高速攝影儀型號為FASTCAM-ultima 512，拍攝頻率為1 000 s?1。壓力傳感器型號為ZXP660，動態數據采集軟件為DAP7.10（成都泰斯特公司）。點火系統能量范圍為2～20 J，火花塞固定在右側盲板中部。

汽油蒸氣由圖1 所示的配氣系統產生，在初期1 號、2 號、3 號和5 號閥門打開，4 號閥門關閉，真空泵開始抽吸系統內的空氣使其流動，促使汽油蒸氣產生，并形成初始汽油-空氣混合氣體。氣體循環一段時間后，2 號和3 號閥門關閉，4 號閥門打開，使混合氣體繼續循環約3 min，確保混合均勻，并實時監測混合氣體碳氫濃度，待濃度達到預設值后關閉真空泵。

1.2 實驗內容與方法

分別進行管道內油氣密閉爆炸和泄爆實驗。對于密閉爆炸工況，管道左側端部采用鋼制盲板密封，對于泄爆工況，向管道內充入油氣之前，管道左側端部采用厚度為20 μm 的聚乙烯薄膜進行密封，以保障實驗系統的良好密閉性，聚乙烯薄膜的破裂壓力較低，約為4.1 kPa，對爆炸流場的影響很微小。采用汽油蒸氣初始體積分數為1.7%的油氣進行實驗，在管道右側盲板固定一支壓力傳感器監測超壓演變過程，同時用高速攝影儀拍攝火焰傳播過程。引爆油氣前讓管道內氣體靜置30 s，確保油氣混合均勻，點火能量為6 J，初始溫度約為32 ℃，初始壓力約為99.12 kPa。每種工況實驗至少進行3 次，保障實驗監測數據的準確性，圖3 所示是密閉爆炸和泄爆2 種工況3 次重復性實驗測得的超壓時序曲線。對于密閉爆炸和泄爆工況，最大爆炸超壓峰值相對偏差分別為5% 和4%，形成峰值時刻相對偏差分別為0.18% 和1.30%，說明實驗重復性較好，誤差在允許范圍內。

圖1 實驗系統Fig. 1 Experimental setup

圖2 主實驗臺架俯視圖Fig. 2 Vertical view of main experimental bench

圖3 3 次重復性實驗所得超壓-時序曲線Fig. 3 Overpressure-time histories obtained from three repeated experiments

2 數值計算

基于WALE (wall-adapting local eddy-viscosity)大渦模型和Zimont 預混火焰模型分別對方管內汽油-空氣混合氣體密閉爆炸和泄爆工況進行了數值模擬，相關控制方程和亞網格燃燒模型可參考文獻[26]。

2.1 物理模型

圖4、5 所示分別為密閉爆炸和泄爆工況數值模擬采用的物理模型，管道內部尺寸都為100 mm×100 mm×1 000 mm。對于密閉工況，管道兩側端部都封閉。對于泄爆工況，管道右側端部封閉，左側端部敞開。在管道左側端部外場設置如圖5 所示的計算域，尺寸為500 mm×500 mm×1 000 mm，可模擬泄爆過程火焰傳播和氣流泄放[26]。

圖4 密閉管道物理模型Fig. 4 The physical model for the closed pipe

圖5 泄爆管道物理模型Fig. 5 The physical model for the explosion relief pipe

2.2 網格劃分

在LES (large eddy simulation) 方法中，網格尺寸越小亞網格尺度的物理擴散就越小。因此，在LES 計算時，并不存在嚴格意義上的網格無關性[27-28]。在計算中，在考慮計算精度和計算時間成本的前提下，盡可能采用精細的網格。但在實際操作中，受限于計算機計算能力，仍有必要進行網格無關性檢驗。本文的網格劃分也是在網格無關性檢驗的基礎上進行。2 種工況都采用六面體網格，對于密閉工況，網格尺寸為δx=δy=δz=1.5 mm，網格總數為296.29 萬個。對于泄爆工況，網格總數為424.39 萬個，其中，內場計算區域網格尺寸為δx=δy=δz=1.5 mm，網格總數為296.29 萬個，外場計算區域網格的邊長為2～10 mm，網格總數為128.1 萬個。

2.3 邊界條件和初始條件

對于密閉爆炸工況，左右兩側封閉端、內壁面設置成wall 邊界。對于泄爆工況，右側封閉端、內壁面設置成wall 邊界。另外，泄爆管道左側開口端與外場連接，并忽略薄膜的影響[29]，外場計算域壁面設置為pressure outlet 邊界（表壓為0 Pa）。

混合氣體比熱容通過近似溫度的五階分段多項式函數來計算。氣體黏度通過Sutherland 法則計算。汽油蒸氣初始體積分數設定為1.7%[15,30]，層流火焰傳播速度為0.43 m/s[31]。

流場初始溫度設為300 K，初始速度、壓力和反應進程變量都設置為零。在右側端部中心位置補充設置一個半徑為5 mm 的半球形區域，并設置該區域反應進程變量為1，模擬電火花點火[29]。

2.4 計算方法

通過Fluent 平臺實現計算，壓力和速度采用壓力耦合方程組的半隱式方法（semi-implicit method for pressure linked equations，SIMPLE）耦合，對流項采用二階迎風格式離散，擴散項采用二階中心差分格式離散。采用ThinkServer TD350 服務器（Xeon E5-2 609 v4 CPU、8G RAM）進行計算。時間步長為1×10?5s，每個時間步長要求迭代20 次，保證能量方程、反應進程變量方程和動量方程的殘差分別小于1×10?6、1×10?4和1×10?5。計算一次約需76 h。

2.5 模型驗證

為了驗證數值計算模型的精度，將泄爆工況數值計算和實驗所得火焰傳播速度和超壓-時序曲線進行對比，分別如圖6、7 所示。其中火焰傳播速度：

式中： ?xn為2 幅圖像中火焰鋒面的實際距離，?tn為時間差。火焰鋒面距離點火端實際位置是根據圖像尺寸和實際尺寸之間的比例尺關系進行換算得到的[32-34]。

從圖6 可見，兩者表征的火焰傳播速度隨時間變化規律相似，在20 ms 之前都保持較低的速度傳播，約9 m/s。對于實驗工況，在20 ms 左右火焰傳播速度出現一個峰值，而數值模擬結果中卻未出現，這是由于實驗中管道開口端薄膜破裂泄壓導致。此后，實驗和數值模擬中火焰傳播速度都呈振蕩上升趨勢，并達到最大值，分別為98.56 和90.80 m/s，兩者相差7.8%。當最大火焰速度形成后，由于汽油蒸氣減少和熱量損耗，火焰速度陡降。從圖7 可見，實驗和數值模擬所得爆炸超壓-時序曲線的變化規律基本一致，但是由于數值模擬中忽略了開口端薄膜的影響，因此數值模擬結果中并未出現泄壓峰值。實驗和數值模擬所得最大超壓峰值分別為9.6 和8.9 kPa，兩者相差7.3%。上述定量分析表明本文中采用的數值方法能夠較好表征方管內汽油-空氣混合氣體爆炸特性。

圖6 實驗和模擬所得火焰傳播速度Fig. 6 Comparison between experimental and simulated flame speeds

圖7 實驗和模擬超壓-時序曲線對比Fig. 7 Comparison between experimental and simulated overpressure-time histories of the monitor point at the closed end

3 結果分析

3.1 密閉爆炸和泄爆超壓演變差異性

圖8 所示為2 種工況下的油氣爆炸超壓-時序曲線，可見2 種工況下的超壓-時序曲線變化規律差異顯著。對于密閉爆炸，超壓-時序曲線僅存在一個顯著的峰值，即最大爆炸超壓峰值。而對于泄爆，超壓-時序曲線存在3 個明顯的峰值，即圖3 所示的泄壓峰值（pv）、最大爆炸超壓峰值（pmax）和負壓峰值pneg，各峰值的形成機理可參考文獻[25]。

其次，對于密閉爆炸，超壓-時序曲線僅在最大超壓峰值附近出現小幅度的振蕩，此后便以較平滑的趨勢逐漸降低至零；而泄爆工況的超壓-時序曲線在下降到負壓峰值之后，會出現劇烈的類似簡諧振動的振蕩，振蕩幅值逐漸減小并趨近于零，超壓振蕩現象可能與泄壓口附近流場區域復雜的流動行為相關。并且，最大爆炸超壓峰值和形成最大爆炸超壓峰值的時間也存在顯著差異。從表1 可知，對于密閉爆炸，最大爆炸超壓峰值為523.0 kPa，形成最大爆炸超壓峰值時間為215.0 ms。對于泄爆，最大爆炸超壓峰值為9.6 kPa，達到最大爆炸超壓峰值時間為30.6 ms，前者的最大爆炸超壓峰值相比后者增大了5 406%，而形成最大爆炸超壓峰值的時間增長了602.6%。此外，兩者平均升壓速率和最大升壓速率也差異明顯，2 種工況的平均升壓速率分別為310 和240 kPa/s，前者相比后者提升了684.8%；最大升壓速率分別為24.40 和6.81 MPa/s，前者相比后者增長了258.3%。顯然，密閉爆炸的平均升壓速率和最大升壓速率都比泄爆的高，且平均升壓速率的增長幅度比最大升壓速率的增長幅度更大。上述分析表明，在相同的初始條件下，油氣密閉爆炸各超壓特征參數都顯著高于泄爆工況超壓特征參數。

圖8 密閉爆炸和泄爆超壓-時序曲線Fig. 8 Overpressures-time curves of closed and vented explosions

表1 密閉爆炸和泄爆工況下管道內最大爆炸超壓峰值、形成最大爆炸超壓峰值時間、平均升壓速率和最大升壓速率Table 1 Maximum explosion overpressure peaks, arrival times of maximum explosion overpressures peaks, average pressure increasing rate and maximum pressure increasing rate in the tube under closed and vented explosions

3.2 密閉爆炸和泄爆工況火焰傳播形態

圖9 所示為不同時刻兩種工況管道內外場火焰圖像。從圖9（a）可見，密閉爆炸工況下火焰傳播形態主要經歷半球形-橢球形-指尖形-平面形-郁金香形-準平面形變化過程。而從圖9（b）可見，泄爆工況下火焰主要表現出半球形-橢球形-指尖形-蘑菇形的演變規律。可見，在爆炸初期，2 種工況火焰傳播形態變化規律相似，都呈現半球形和指尖形。但是在爆炸中后期，火焰傳播形態出現顯著差異，密閉爆炸出現郁金香形火焰和準平面形火焰，而泄爆工況管道內場火焰并未出現此現象。此外，由于泄爆過程存在泄流效應，管道內場氣流和火焰可傳播至外場區域，在外場形成蘑菇形火焰。

3.3 密閉爆炸和泄爆工況火焰鋒面位置和火焰傳播速度

圖10 所示為2 種工況火焰鋒面位置隨時間變化關系曲線。對于密閉爆炸，在初期，火焰由于受熱膨脹，驅使火焰鋒面的移動速度急劇加快。隨著爆炸的發展，火焰鋒面發生觸壁和凹陷，出現郁金香形火焰等行為，并受到管道末端反射壓力波的影響，火焰鋒面的移動速度逐漸變得平緩，其變化關系可擬合為圖10（a）所示指數函數。對于泄爆工況，火焰鋒面位置隨時間的變化關系和密閉爆炸工況相比差異明顯。首先，火焰鋒面在爆炸初期移動速度比較緩慢，隨著爆炸的發展，火焰鋒面的移動速度逐漸加快，與密閉爆炸火焰鋒面位置隨時間的變化規律正好相反，此現象是由流場速度的顯著加快所引起的，導致火焰鋒面移動速度加快，其變化趨勢可以擬合為圖10（b）所示指數函數。其次，泄爆工況火焰鋒面傳播至距離點火端最遠位置時用時約44 ms，而密閉爆炸工況火焰鋒面傳播至管道末端用時約210 ms，后者耗時約為前者的5 倍。

圖9 密閉爆炸和泄爆工況下油氣爆炸火焰傳播過程中不同時刻的圖像Fig. 9 Flame structures in closed and vented explosions at different instants after ignition

圖10 兩種工況下火焰鋒面位置-時序曲線Fig. 10 Flame location-time curves under two different work conditions

圖11 所示為兩種工況火焰傳播速度隨時間變化關系，從圖11 可知，密閉爆炸工況火焰傳播速度在爆炸初期急劇上升至最大火焰傳播速度，約20.30 m/s，之后急劇振蕩下降至零。對于泄爆工況，在爆炸初期，火焰基本保持勻速傳播，在20 ms 左右，火焰開始加速傳播并振蕩上升，在爆炸末期傳播速度達到最大值，約98.56 m/s，比前者提高了385.5%。此外，密閉爆炸工況火焰傳播速度在30 ms 左右達到最大值，占火焰傳播總時間的14.29%；而泄爆工況的火焰最大傳播速度在38 ms 左右達到，占火焰傳播總時間的86.36%。上述分析表明，密閉爆炸工況的火焰最大傳播速度明顯低于泄爆工況的。但前者在火焰傳播初期即達到最大值，而后者在爆炸末期才達到最大值。該差異產生的原因主要為：泄爆工況時，爆炸流場存在顯著的泄壓效應，引起流場速度急劇加快，從而導致火焰加速更充分。

圖11 兩種工況火焰傳播速度-時序曲線Fig. 11 Flame propagation speed-time curves under two different work conditions

3.4 密閉爆炸和泄爆工況下特殊火焰結構形成機理

由上文分析可知，2 種爆炸模式的火焰傳播形態差異顯著，分別呈現出特有的郁金香形火焰和蘑菇形火焰，本節中基于實驗和大渦模擬結果對這兩種火焰的形成機理進行分析。

3.4.1 密閉爆炸工況下特殊火焰結構形成機理

圖12 所示為模擬所得8 個典型時刻火焰鋒面及其鄰近速度場，其中火焰鋒面用反應進程變量云圖來刻畫。從圖12 可見，火焰在傳播初期呈半球形和指尖形結構，并且在25 ms 之前，已燃區的氣流方向大多平行于管道壁面或輕微斜向管道中軸線，并始終保持向火焰鋒面下游運動，不存在反向流動。隨著火焰繼續傳播，火焰鋒面下游未燃氣體被驅使遠離火焰鋒面，且火焰鋒面上下兩側區域的可燃氣體向未燃氣體的推動程度更強烈。當火焰裙邊區域觸壁發生熄滅時，火焰鋒面前端向平面轉變。此后，已燃區的流場會發生顯著改變，主要表現如下：（1）在已燃區，會逐漸形成兩個關于管道中軸線對稱的漩渦。漩渦區域隨著時間的推移逐漸增大，且漩渦逐漸接近火焰鋒面，如圖12（e）所示，且氣流回流速度也會加快。（2）火焰鋒面上下兩側區域的流場存在顯著的速度梯度，在已燃區內，火焰鋒面上下兩側存在一個向火焰鋒面下游方向傳播或者是斜向管道中軸線且速度更低的流場。然而，在火焰鋒面下游未燃區，在火焰前沿和側壁楔入的未燃區產生較高速度的流場，形成擠壓流[35]。

當t=40 ms 時，大部分火焰裙觸壁，火焰前鋒基本形成平面形，此時上述特征表現更顯著，如圖12（d）所示。此后，在已燃區，火焰鋒面中間區域流場速度開始降低，并低于火焰鋒面上下兩側流場區域的速度，且已燃區的氣體不再驅使火焰前鋒中間部分向前傳播。在未燃區，流場速度方向依然朝向火焰鋒面下游，但中間區域的流場速度要低于管道兩側區域的流場速度。由于這種速度差異的存在，火焰鋒面上下兩側區域的氣流開始向點火端回流。與此同時，火焰前鋒中部流場速度降低，而已燃區氣流回傳速度卻在升高，且火焰前鋒中部的未燃氣體同時向火焰鋒面下游和上游傳播。因此，在上述因素作用下，火焰前鋒靠近管道中軸線區域的傳播速度會逐漸低于壁面兩側區域附近火焰鋒面的傳播速度，導致火焰鋒面發生反轉凹陷，形成郁金香火焰（如圖13 所示）。同時，也可從定量的角度來表明火焰凹陷與火焰速度的不均勻分布之間的關系，在z=470 mm 處設置一條靠近火焰鋒面的豎直線，并繪制出t=52 ms 時這條線上的流場速度分布曲線，如圖14 所示。顯然，沿著z=470 mm 豎直線的速度分布明顯是中間低、兩側高，且火焰速度的分布和火焰鋒面形狀基本一致。

圖12 管道截面x=50 mm 處火焰鋒面和鄰近速度場Fig. 12 Flame front and velocity fields in the vicinity of the flame front at the middle plane of x=50 mm in the pipe

圖13 大渦模擬所得郁金香火焰三維圖（c=0.5）Fig. 13 Three-dimensional tulip-shaped flames obtained by large eddy simulation (c=0.5)

圖14 t=52 ms 時截面x=50 mm 上沿z=470 mm 線的流場速度分布和大渦模擬得到的郁金香形火焰Fig. 14 Flow velocity and simulated tulip-shaped flame along the line of z=470 mm at the plane of x=50 mm at t=52 ms

由上述分析可知，郁金香火焰的形成過程與火焰誘導產生的流場之間有密切的內在聯系。然而，在油氣爆炸過程中，超壓與火焰動力學特性之間的關系也不容忽視[36-37]。以往研究表明，超壓不僅能影響火焰結構形態，同時對流場特性也具有相當程度的影響[36-38]。Zhou 等[38]研究發現靜壓在郁金香形火焰的形成過程中扮演了重要角色，而本文中通過數值模擬發現動壓對郁金香形火焰的形成也具有重要影響。圖15 所示為油氣爆炸過程中10 個不同時刻的流場速度場、火焰鋒面（用反應進程變量c=0.5 刻畫）和流場動壓分布云圖，其中動壓由p=ρv2/2 計算得到，式中 ρ 為密度，v為速度。從圖15（a）～（c）可見，在指尖形火焰階段，在已燃區氣體驅動下，火焰鋒面前端的軸向傳播速度比火焰裙邊傳播速度快，因此火焰鋒面前端的動壓顯著高于火焰鋒面裙邊的動壓。隨著火焰的繼續傳播，火焰裙開始觸壁，在火焰鋒面靠近已燃區區域逐漸形成回流氣體，上下兩側火焰鋒面的軸向傳播速度逐漸超過火焰鋒面前端中部區域的火焰軸向傳播速度，因此動壓也隨之向壁面附近火焰鋒面和壁面交匯形成的夾角處聚集，如圖15（d）～（g）所示。隨著火焰鋒面和壁面夾角處的動壓升高，將驅使此處區域未燃氣體和已燃氣體的交換速度，提高鄰近區域火焰鋒面的傳播速度。當流場流速和火焰傳播速度升高后，由于壁面的阻礙作用，將會導致動壓進一步升高，使壁面附近區域的動壓進一步高于火焰鋒面前端中央區域的動壓，反過來又會引起流場中部和兩側的速度差。當郁金香形火焰形成后，火焰鋒面附近的動壓場會逐漸向火焰鋒面下游移動，并逐漸遠離火焰鋒面，如圖15（j）圖所示，表明當郁金香形火焰成形后，動壓對其后期的演變過程影響程度不如形成期大。并且，在郁金香火焰形成后，如圖15（j）中速度矢量圖所示，可以發現火焰鋒面前未燃區的流場速度會顯著降低，這也是引起火焰速度降低的一個重要因素。

圖15 郁金香形火焰形成過程中不同時刻的火焰鋒面、火焰鋒面附近區域速度場和動壓分布Fig. 15 Flame front, velocity and dynamic pressure distribution near the flame front during the formation of the tulip-shaped flame

3.4.2 泄爆工況特殊火焰結構形成機理

圖16 所示為泄爆工況下外場火焰和流場結構。從t=21 ms 起，部分氣體泄出管道，推動外部流場區域形成雙渦旋結構，管道中軸線上部渦旋為順時針，下部渦旋為逆時針，如圖17 所示。t=38 ms 時，內場火焰以射流形式傳播至管道外場，并進入外場渦旋區域。在渦旋的誘導下，火焰鋒面在t=39 ms 時從柱狀火焰向蘑菇形火焰轉變，并于t=40 ms 時形成較完整的蘑菇形火焰。火焰在外場傳播過程中，渦旋結構始終伴隨火焰鋒面向下游傳播，并始終和火焰鋒面重合。

圖16 外場火焰和外場速度矢量Fig. 16 Velocity vector and flame structure in the outside space

從上述分析可知，管道內場泄出的射流火焰會引燃外場可燃氣云團，形成不間斷的火焰鋒面。外場火焰在流場渦旋的作用下，火焰鋒面失穩，失穩的火焰鋒面向徑向翻轉，形成蘑菇云，并且還能在湍流的作用下形成明顯的火焰褶皺。該現象的產生是由于管道內的可燃氣體和火焰從管道出口以較高的速度噴射至外場，在外場發生急劇的膨脹和變形，導致外部流場湍流度急劇增大，尤其會引起壓力梯度和密度梯度出現斜交的現象，形成斜壓效應[39]，外部流場在斜壓效應和湍流的作用下，將會產生渦旋，其可表示為：

圖17 實驗火焰形態和模擬所得流場結構（t=39 ms）Fig. 17 Experimental flame structure and simulated flow field structure (t=39 ms)

式中： Ω 為渦量， ? 為梯度， ρ 為密度，p為壓力， ? ρ×?p所引起的渦量變化就稱之為斜壓效應。

為證實斜壓效應對流場的真實影響，根據數值計算結果繪制如圖18 所示t=39 ms 時截面為x=50 mm 平面上外場區域的密度和壓力梯度線分布圖，圖中白色線條是壓力梯度線，黑色線條是密度梯度線。明顯可見，壓力梯度線和密度梯度線在大部分區域出現了斜交現象，并且在壓力比較集中的區域形成了環形的漩渦區，從圖19 可以明顯觀察到環形渦旋。同時，通過圖19 也可以證實外部流場存在劇烈的流場脈動現象，表現出較強的湍流特性，在斜壓效應和湍流的共同作用下，外場火焰形態發生強烈的變化。

圖18 密度梯度線和壓力梯度線的分布（t=39 ms）Fig. 18 Distribution of density and pressure gradient lines at t=39 ms

圖19 流線分布（t=39 ms）Fig. 19 Streamline distribution at t=39 ms

4 結 論

基于自行搭建的實驗平臺，進行了方管內汽油-空氣混合氣體密閉爆炸和泄爆工況超壓和火焰特性研究，并結合大渦模擬結果對2 種工況下火焰特殊形態的形成機理進行了分析，得到如下結論：

（1）方管內汽油-空氣混合氣體爆炸過程中，密閉爆炸工況的超壓-時序曲線僅存在一個顯著的超壓峰值，而泄爆工況的超壓-時序曲線存在3 個明顯的峰值。前者的超壓-時序曲線僅在超壓峰值附近出現小幅度的振蕩，而后者的超壓-時序曲線在下降到負壓峰值之后，會出現劇烈的類似簡諧振動的振蕩。在相同初始條件下，密閉爆炸工況的爆炸超壓特征參數顯著高于泄爆工況超壓特征參數。

（2）在爆炸初期，2 種爆炸模式火焰傳播形態變化規律相似，都呈現出半球形和指尖形形態。但是在爆炸中后期，2 種爆炸模式火焰傳播形態出現顯著差異，密閉爆炸出現郁金香形火焰和準平面形火焰，而泄爆工況出現蘑菇形火焰。

（3）方管內汽油-空氣混合氣體密閉爆炸工況最大火焰傳播速度明顯低于泄爆工況最大火焰傳播速度，但前者在火焰傳播初期即達到最大值，而后者在火焰傳播末期才取得最大值。

（4）方管內汽油-空氣混合氣體密閉爆炸工況郁金香形火焰的形成與管道內火焰鋒面、流場和流場動壓三者之間耦合效應相關；泄爆工況蘑菇形火焰的形成與外部流場湍流和斜壓效應的耦合作用密切相關。