碳酸氫鈉粉體對導管泄爆過程的影響*

余明高，付元鵬，鄭立剛,3，王 璽，楊 文，靳紅旺

（1.河南理工大學安全科學與工程學院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.重慶大學煤炭災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044；3.河南理工大學煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創新中心，河南 焦作 454003）

對于工業生產的廠房安全來說，氣體泄爆是十分重要的問題[1-2]。為了阻止泄爆口產生的火焰和沖擊波對周圍人員和環境造成危害，通常使用泄爆導管將爆炸產物泄放到安全位置[3]。然而，與簡單泄爆容器（無泄爆導管）相比，導管的存在會嚴重增加容器內產生的爆炸超壓[4-5]。已有的研究表明容器內超壓劇增主要有以下幾個原因：（1）導管內發生二次爆炸；（2）導管內摩擦阻力和氣柱慣性；（3）聲波阻塞和亥姆霍茲震蕩；（4）R-T不穩定性造成的火焰前鋒擾動[6-7]。目前，研究者們普遍認為容器內壓力快速上升的主要原因是由于導管內發生二次爆炸[8-12]。

為了降低容器爆炸超壓，已開展許多針對減緩導管內二次爆炸的研究工作。Henneton等[13]在泄爆導管入口處放置金屬網來延遲火焰進入導管的時間，結果表明，火焰在導管入口處熄滅，憑此消除了導管內二次爆炸。然而，如果金屬網結構使用不當，會極大增加容器內最大爆炸超壓。Molkov等[14]通過向導管內噴水來抑制導管內二次爆炸，得出在此配置下容器最大爆炸超壓與無導管泄爆時超壓幾乎相當。這些研究結果雖然可以控制導管內二次爆炸強度，但并沒有從源頭上減弱二次爆炸。大量證據表明導管內二次爆炸嚴重依賴于容器內火焰動力學。Ponizy等[15]證實了容器/導管尺寸與容器內火焰行為密切相關，并且得出在特殊的實驗配置下，容器內形成的郁金香型火焰與導管內氣柱慣性相結合可以大幅降低導管內二次爆炸強度。Ferrara等[16]研究了導管泄爆過程中內外爆炸相互作用，他們認為容器內火焰傳播行為直接影響二次爆炸程度，之后，外部爆炸反過來影響容器內最終爆炸超壓。意識到容器內火焰動力學與導管內二次爆炸以及容器內最大超壓的關系，我們考慮通過改變容器內火焰動力學從源頭上降低二次爆炸嚴重程度以及容器內最大爆炸超壓。

為了保護容器（包圍體），本文選擇在容器內直接添加粉體抑制劑進行抑爆。由于粉體抑制劑具有高抑制效率，易于長期儲存等特點，已經被廣泛應用于實際工業生產中[17-18]。事實上，碳酸氫鈉（NaHCO3）干粉作為一種典型粉體抑制劑可以有效降低可燃氣體和粉塵爆炸嚴重程度[19]。實驗和理論研究表明，由于粉體顆粒和火焰間熱傳遞，在可燃氣體爆炸火焰區域添加NaHCO3粉體可以大幅降低爆炸強度。例如：Jiang等[20]通過實驗比較了NaHCO3和NH4H2PO4對生物質粉塵爆炸的抑制效果，得出抑制劑會消耗生物質火焰中的關鍵自由基，導管火焰速度降低，火焰溫度降低，最終得出NaHCO3對生物質粉塵爆炸的抑制性能優于NH4H2PO4。

本文中在連接不同長度泄爆導管（Kv=4.87，L=250,500,750 mm）的5 L垂直容器內，研究當量比為1的甲烷/空氣預混氣爆炸特性。考慮的泄爆導管長度符合國內外泄爆導管的設計標準。實驗所用NaHCO3粉體質量濃度C依次為0、40、80、120、160、200和240 g/m3。主要研究容器和泄爆導管內火焰傳播特性（火焰結構，火焰傳播速度）和壓力特性（壓力歷史和最大超壓），以期望探討出粉體對導管泄爆過程的影響機制，為預防可燃氣體爆炸和減輕爆炸危害提供理論依據。

1 實驗系統和材料

1.1 實驗系統

實驗系統如圖1所示，由爆炸管道系統、點火系統、配氣系統、噴粉系統、數據采集系統、同步控制系統六部分組成。爆炸管道系統包括100 mm×100 mm×500 mm的有機透明玻璃容器和頂部通過法蘭連接不同長度的泄爆導管。泄爆導管長度分別為250、500和750 mm，導管泄爆系數為4.87，（泄爆系數由公式Kv=V2/3/Av計算，其中V是容器體積，Av是泄爆導管截面積）。容器下端用不銹鋼法蘭盤密閉，上端用PVC薄膜密封，PVC膜置于容器與泄爆導管之間。2個壓力傳感器分別安裝在容器底端和距離泄爆導管底端20 mm位置，壓力和光信號的采集頻率為15 kHz。使用德國Lavision 4G高速相機以2 000 s?1的頻率拍攝火焰瞬變圖像，捕捉火焰前鋒位置和火焰結構。配氣系統采用兩個質量流量計控制通入體積分數為9.5%的甲烷/空氣預混氣，持續10 min，以保證3～5倍容器體積預混氣流經容器，確保容器內混合物均勻[21]。配氣完成后，同時關閉進氣閥和排氣閥，靜置30 s。在此期間將制備的體積分數為9.5%的甲烷/空氣預混氣通入高壓儲氣瓶中至0.5 MPa，關閉氣瓶通氣閥。啟動同步控制器，電磁閥開啟，噴粉400 ms后，點火器放電，引燃容器內預混氣體，數據采集系統同時動作。根據大量預實驗（冷態實驗）獲得的噴粉壓力和點火延遲時間，可以確保粉體在容器內盡可能均勻分布。實驗過程中，為了確保數據準確性，每組工況至少進行3次以上重復性實驗。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

1.2 實驗材料

眾多研究發現：NaHCO3粉體作為一種化學型抑爆劑可以有效降低火災和爆炸強度。因此，本文選擇使用NaHCO3粉體作為抑爆劑。采用經過標準篩制備的200～220目NaHCO3粉體，利用Mastersizer 3 000超高速智能粒度分析儀測試粒度分布結果如圖2所示，粉體平均粒徑為106 μm。利用公式δ =D90?D10/D50計算NaHCO3粉體粒度分散性為0.895（D10、D50、D90指的是體積百分比分別為10%，50%，90%的直徑；D[3,2]為表面平均粒徑；D[4,3]為體積平均粒徑）。圖3為粉體顆粒放大50倍的掃描電鏡圖。結合粒度分布圖和掃描電鏡圖來看，可見NaHCO3粉體顆粒大小均勻性較好。

圖2 NaHCO3粉體的粒度分布Fig.2 Particle size distribution of NaHCO3powder

圖3 NaHCO3粉體的掃描電鏡圖Fig.3 Scanning electron microscope of the NaHCO3powder

2 實驗結果與分析

2.1 火焰鋒面結構分析

圖4以L=750 mm的導管為例分析了不同質量濃度NaHCO3粉體對甲烷/空氣爆炸火焰鋒面結構的影響。圖中紅色虛線表示容器和泄爆導管間法蘭連接處。每個工況挑選出代表性鋒面結構圖，每組圖挑選的第1幅為點火后初期火焰鋒面情況，第2幅表示火焰傳播至容器中部，第3幅為火焰到達容器末端，接下來是火焰在導管中傳播的鋒面結構演化圖。火焰在導管-容器初期傳播過程與簡單泄爆容器（不加泄爆導管）幾乎相同，都經歷了球型和指型階段，之后火焰發展則完全不同[22]。在導管泄爆配置中容器末端的收縮區域，火焰在加速流中被嚴重拉伸且收縮，之后，火焰進入泄爆導管，受容器-導管截面突然變化引起的強烈擾動作用，在湍流混合區（約等于導管截面寬度距離）火焰前鋒變形及褶皺，此時，火焰極可能由于熱量不斷向管壁散失發生淬火現象，當導管內熱氣體含量持續增加能夠被再次點燃時，發生二次爆炸[15]。然而，淬火現象并不是發生二次爆炸的必須條件。當火焰進入導管能夠直接點燃之前泄入導管的未燃氣時，則不會發生淬火，火焰連續傳播至導管出口。

如圖4所示，以3種典型NaHCO3粉體質量濃度（C=0，160，200 g/m3）為例分析了質量濃度對甲烷爆炸鋒面結構演化影響。由圖可知，隨著NaHCO3粉體質量濃度增加，容器內火焰前鋒逐漸模糊不均勻且撕裂情況加劇。對于低質量濃度NaHCO3粉體（C=0，40，80，120 g/m3），容器內火焰破碎程度較小，未燃氣與已燃氣體邊界清晰，火焰傳播至容器末端所需時間較短，依次為24、25、26和29 ms。然而，由于較低質量濃度NaHCO3粉體（0～120 g/m3）導致泄入導管內粉體質量濃度較小，火焰盡管在導管初始部分受到強烈擾動，但并未發生淬熄，發生二次爆炸后，火焰可以連續不斷傳至導管末端。當粉體質量濃度達到160 g/m3時，容器內火焰前鋒出現局部熄滅，火焰形態破碎程度加大，在容器末端未燃區內形成一個小孤立燃燒區，此時火焰傳播至容器末端時間為36 ms。火焰進入導管后，由于較高質量濃度NaHCO3粉體導致泄入導管內粉體質量濃度較大，在導管初始部分發生淬火。大量對可燃氣爆炸的研究表明，火焰鋒面結構對火焰的發展起到至關重要的作用[23]。

圖4 火焰鋒面結構演化圖Fig.4 Evolution diagram of flame front structure

淬火現象發生標志火焰速度降低，反應進行緩慢，這將會導致一個較弱的二次爆炸。而后，被擾動的火焰在導管下游能夠引燃持續聚集的混合物時，火焰在導管中繼續傳播至導管出口。隨著NaHCO3粉體質量濃度進一步增加（C=200，240 g/m3），容器內火焰破碎程度進一步加大，甚至在容器末端熄滅，火焰不能傳至泄爆導管，導管內也不會發生二次爆炸，火焰傳播至距離容器底端最遠處所需時間分別為48和51 ms。由此判斷，高效率抑制的火焰前鋒不連續且破碎程度嚴重。較高質量濃度NaHCO3粉體導致容器內火焰破碎程度更大的原因如下：一方面，NaHCO3粉體吸熱分解釋放CO2和H2O，導致火焰鋒面熱量散失以及混合物稀釋。另一方面，由于典型自由基清除劑（NaOH）質量濃度增加，加速了爆炸鏈式反應中自由基與氣相分解產物之間重組反應。同時，由于抑制劑的混入并不是絕對均勻，因此，火焰鋒面沿軸向分布不規則。

2.2 火焰傳播速度分析

對于不同長度泄爆導管，火焰傳播速度隨火焰前鋒位置變化趨勢幾乎一致，因此，圖5以500 mm導管為例分析了不同質量濃度NaHCO3粉體作用下各鋒面位置點處所對應的火焰傳播速度變化趨勢。圖中藍綠色虛線表示火焰傳播至容器尾部（距離容器底端500 mm處）。如圖5所示，不同質量濃度NaHCO3粉體所呈現火焰傳播速度趨勢不同，火焰傳播速度隨粉體質量濃度增加主要呈現以下3種典型趨勢：無粉體作用和粉體質量濃度較低時（0和40 g/m3），火焰傳播速度在容器和導管內演化均呈現單調增加趨勢。隨著粉體質量濃度增加（80和120 g/m3），火焰傳播速度隨火焰前鋒位置變化趨勢發生改變，火焰前鋒速度先加速后減速再加速，且后期加速（導管內）明顯快于前期（容器內）。從圖中觀察到火焰前鋒速度減速階段發生在導管入口處，與無粉體或較低粉體質量濃度時相比，較高質量濃度NaHCO3粉體導致容器內火焰速度降低，火焰進入導管時，較低火焰傳播速度更易受到容器/導管截面突然變化產生的擾動作用，因此，火焰速度呈現下降趨勢，之后沿著導管火焰傳播速度繼續增加。此現象對于160 g/m3的粉體更加明顯，火焰在導管內入口處淬火（圖4），這極大地降低了導管內的火焰傳播速度。對于200和240 g/m3的粉體，火焰只在容器內傳播，火焰傳播速度幾乎恒定。此外，隨著NaHCO3粉體質量濃度的增加，容器與導管內的火焰傳播速度均逐漸下降，且與導管長度無關。火焰前鋒傳播至容器末端（距離容器底端500 mm處），火焰速度降低幅度最大（與無粉體時相比），隨著粉體質量濃度的增加，容器末端火焰傳播速度依次為40、34、24、14、12和5 m/s，最大速度下降率分別達20%、32%、52%、72%、76%和90%。

圖5 火焰傳播速度隨位置變化關系Fig.5 Flame propagation velocity changed with flame front position

圖6所示為泄爆導管內最大火焰傳播速度隨NaHCO3粉體質量濃度變化趨勢。由圖6可知，隨著NaHCO3粉體質量濃度增加，導管內最大火焰傳播速度逐漸下降，這與容器末端火焰傳播速度變化趨勢一致，表明NaHCO3粉體通過控制容器內火焰傳播速度進而降低導管內最大火焰傳播速度，這意味著火焰從容器末端進入導管的速度越快，導管內最大火焰傳播速度越大。此外，如圖6所示，導管長度對最大火焰傳播速度也有較大影響，長導管內最大火焰傳播速度更大，且這一規律與NaHCO3粉體質量濃度無關，長導管內最大火焰傳播速度更大的原因同樣是由于容器末端較高的火焰傳播速度。由于火焰傳播速度主要來源于火焰前沿未燃氣速度，與流場湍流強度正相關，因而較高火焰傳播速度將產生較強的流場湍流度[24]。Ponizy[15]通過實驗研究與理論模擬，認為二次爆炸的強弱與導管內入口處的湍流強度成密切相關，湍流程度越劇烈，二次爆炸強度越大。由此可知，NaHCO3粉體質量濃度越高，容器和導管內火焰傳播速度越小，在導管入口處形成一個弱湍流區，產生較弱二次爆炸。因此，NaHCO3粉體可以通過降低容器內火焰傳播速度有效抑制導管內二次爆炸。同時，由于長導管較大的最大火焰傳播速度，將在導管內產生一個更劇烈的二次爆炸。

圖6 導管內最大火焰傳播速度隨NaHCO3質量濃度變化趨勢Fig.6 Maximum flame propagation velocity in the duct changed with NaHCO3powder mass concentration

圖7為不同質量濃度的NaHCO3粉體作用下火焰前鋒到達容器末端時間t以及容器內平均火焰速度uf的關系曲線（L=750 mm）。分析這2個參量有利于更好地理解NaHCO3粉體質量濃度與二次爆炸的關系。由圖7可知，隨著NaHCO3粉體質量濃度增加，t逐漸延長，從24 ms（0 g/m3）延長到51 ms（240 g/m3），理論研究證明，粉體抑爆效果與顆粒在反應區的停留時間有關[25]，容器內較高質量濃度粉體延長火焰達到容器末端時間，使得NaHCO3粉體有更充分的時間分解發揮抑制作用，致使容器內抑爆作用增強。同時，火焰進入泄爆導管時間越晚，導管內二次爆炸越弱。這是由于二次爆炸強度與導管入口未燃氣相對濃度密切相關，火焰進入泄爆導管越晚，之前由于容器內爆炸泄入導管的未燃氣有更多時間從導管末端泄放，最終導致一個較弱的二次爆炸。如圖所示，uf隨著NaHCO3粉體質量濃度增加不斷下降，對于0、40、80、120、160、200、240 g/m3的NaHCO3粉體，uf依次為20.8、20.0、19.2、17.2、13.9、10.4和9.8 m/s。uf與導管內火焰速度正相關，而導管內火焰速度與導管內最大壓力pd,max正相關。此外，對于同一工況而言，較高質量濃度的NaHCO3粉體會導致容器內粉體泄入導管內的質量濃度升高，這會加重導管內火焰的淬熄，使得導管內的火焰傳播速度更低。根據這一系列分析結果，均證實較高NaHCO3粉體質量濃度會產生一個較弱二次爆炸。

圖7 火焰前鋒到達容器末端時間與容器內平均火焰速度Fig.7 Arrival time of flame front and average flame velocity in the vessel

2.3 超壓波形分析

不同質量濃度NaHCO3粉體對壓力發展的影響明顯不同。圖8以L=750 mm為例比較了40和200 g/m3NaHCO3粉體的超壓波形。如圖所示，無論NaHCO3粉體質量濃度如何，壓力波形曲線都有2個壓力峰值p1和p2。分析這2個壓力峰值產生的原因如下：p1是由于火焰在容器內傳播時觸壁引起的，火焰表面積和燃燒速率從這一時刻起下降，導致容器壓力降低。對于無粉體或粉體質量濃度較低時（C在0～160 g/m3范圍內），p2是由于泄爆導管內發生二次爆炸，容器內爆炸產生的壓力波攜帶未燃氣在火焰之前進入泄爆導管，之后，進入導管的火焰點燃未燃氣，發生二次爆炸。導管內二次爆炸引起管內壓力突升，致使容器泄爆效率下降，使得容器內產生p2；而對于高質量濃度粉體（C=200，240 g/m3），p2主要來源于容器內的殘余燃燒。由圖8可知，當NaHCO3粉體質量濃度為40 g/m3時，p2（43.4 kPa）大于p1（9.0 kPa），然而，NaHCO3粉體質量濃度為200 g/m3時與40 g/m3情況相反，p2（1.5 kPa）小于p1（4.2 kPa），p2下降96.5%。由于p2主要是導管內發生二次爆炸所致，因此，可以判斷高質量濃度NaHCO3粉體對二次爆炸有顯著影響。Kasmani等[26]認為泄爆口的高氣體流速和隨后的火焰速度是產生劇烈二次爆炸的主要原因。不同質量濃度NaHCO3粉體嚴重影響容器內火焰動力學（火焰結構，火焰傳播速度）。高質量濃度NaHCO3粉體極大降低容器內平均火焰速度，延長火焰進入導管時間（見圖7），最終產生一個較弱的二次爆炸。與低質量濃度NaHCO3時相反，高質量濃度下容器內的最大壓力依賴p1。因此，合適質量濃度NaHCO3粉體可以改變容器壓力上升機理。

圖8 40和200 g/m3 NaHCO3作用下容器內超壓變化歷程Fig.8 Pressure history in the vessel with 40 and 200 g/m3 NaHCO3

2.4 容器內兩壓力峰值分析

圖9給出了連接不同長度導管的容器內兩特征壓力峰值（p1和p2）隨NaHCO3粉體質量濃度變化趨勢，如圖所示，對于不同長度泄爆導管，p1和p2均隨著NaHCO3粉體質量濃度增加不斷下降，而且，NaHCO3對p2的抑制效率高于p1，尤其對于較長導管（500 mm和750 mm）。隨著NaHCO3粉體質量濃度增加，p2和p1的差值Δp不斷下降，甚至當粉體質量濃度達到160 g/m3時，Δp變為負值，且這一規律與導管長度無關。分析Δp負值的原因是，較高NaHCO3質量濃度（160 g/m3）極大削弱導管內二次爆炸，由二次爆炸產生的降低容器內泄爆速率這一作用也被減弱，甚至更高的NaHCO3質量濃度（200 g/m3和240 g/m3）致使火焰在容器內熄滅（圖4），消除導管內二次爆炸，增加容器最大超壓的相關效應（或機理）也被消除。此時p2主要來源于容器內微弱的殘余燃燒。因此，隨著NaHCO3粉體質量濃度增加，二次爆炸及其相關作用不斷減弱，且當NaHCO3粉體質量濃度達到某一臨界值時（200 g/m3），二次爆炸被完全抑制。在這種情況下，容器內最大爆炸超壓pv,max由火焰在容器內觸壁時產生的第一壓力峰值p1決定。

圖9 容器內兩壓力峰值隨粉體質量濃度的變化Fig.9 Variation of two pressure peaks in the vessel with NaHCO3mass concentration

2.5 容器內最大超壓峰值分析

爆炸事故中，爆炸超壓是評定爆炸危險程度的重要參數。圖10是容器內最大超壓峰值（pv,max）及其下降率隨NaHCO3粉體質量濃度的變化關系。隨著粉體質量濃度增加（0～240 g/m3），不同長度導管的pv,max不斷下降，且粉體質量濃度達到一個臨界值（160 g/m3）時，pv,max逐漸趨于穩定，這表明NaHCO3粉體的質量濃度效應逐漸減弱。此外，長導管（750 mm）會產生更大pv,max，這是由于連接長導管的容器和導管內火焰傳播速度更大（圖6），導致一個更劇烈的二次爆炸，由二次爆炸造成的容器泄爆效率的下降程度遠大于短導管，致使容器內凈體積增加率增加，因此產生更大pv,max。本文定義超壓峰值下降率為有無粉體時容器最大超壓差值與無粉體時最大超壓的比值為θ。θ可以有效體現導管泄爆過程中不同質量濃度粉體的抑制效率。如圖10所示，隨著導管長度增加，NaHCO3粉體抑爆效率不斷增加。與無導管泄爆時相比，導管泄爆時θ明顯得到提升。例如：鄭立剛等[27]研究數據表明，在無泄爆導管的容器中加入200 g/m3的NaHCO3，θ（與無粉體時相比）只能達到48%，而在本文的結果中，當NaHCO3質量濃度為200 g/m3時，對于不同長度導管（L=250，500，750 mm），θ依次為68%、90%和93%。一方面，泄爆導管的存在降低了容器泄爆速率，使得容器內參與抑制的粉體質量濃度更高，提升粉體抑制效率。另一方面，粉體對容器內火焰動力學的影響削弱導管內二次爆炸強度，進而大大降低容器內超壓。此外，隨著粉體質量濃度增加，θ不斷增加，當粉體質量濃度達到臨界值（160 g/m3）時，θ趨于穩定，這一規律與導管長度無關。同時，NaHCO3粉體由40～160 g/m3超壓峰值下降率的增量要大于160～240 g/m3。這是因為NaHCO3粉體質量濃度較低時，低熱阻導致反應區熱量更易傳至顆粒內部，在高質量濃度粉體下，熱阻增加，限制反應區熱量向顆粒內部擴散，導致只有顆粒外圍部分分解，而顆粒內部由于熱量傳導受阻不能有效分解，且隨著粉體質量濃度增加，熱量向顆粒內部傳導時間增加，這不利于粉體分解發揮抑制作用[28]。因此，對于相同導管配置，低質量濃度粉體分解效果比高質量濃度的分解效果好，隨著NaHCO3粉體質量濃度增加，質量濃度效應逐漸減弱。

圖10 容器內最大超壓峰值及下降率曲線Fig.10 Dependence of maximum overpressure and its drop rate in the vessel on NaHCO3powder mass concentration

3 火焰速度和爆炸超壓的關系分析

圖11列舉了連接不同長度導管的容器內平均火焰傳播速度uf與導管內最大爆炸超壓pd,max的關系。由圖11可知，對于一個給定長度的導管，uf越大，pd,max越大，也就是說容器內火焰傳播越快，導管內二次爆炸越劇烈。從這一結果可以得出，火焰在容器內傳播過程直接影響導管內二次爆炸大小。對于相同的uf，長導管（750 mm）內產生更大pd,max的原因是，連接長導管的容器內火焰傳播速度更大[29]，容器內較快的火焰速度導致導管內火焰傳播速度更大（圖6），進而產生一個較強的湍流場。二次爆炸的劇烈程度與導管內湍流強度正相關。因此，容器內火焰傳播速度越快，pd,max越大。

圖11 導管內最大超壓與容器內平均火焰傳播速度的關系Fig.11 Maximum pressure in the ductpd,maxvs average flame velocity in the vesseluf

圖12所示為容器最大壓力pv,max與導管最大壓力pd,max的關系。由圖12可知，pv,max與pd,max存在線性關系，隨著pd,max增加，pv,max不斷增加，且這一線性關系不依賴于NaHCO3粉體質量濃度與導管長度。實際上，導管內發生二次爆炸導致容器內泄爆效率大幅降低，使得容器產生最大爆炸超壓pv,max，且二次爆炸越劇烈，泄爆效率下降的幅度越大，容器內凈體積增加率增加越快，容器最大超壓越大，也就是說導管內二次爆炸越劇烈，容器內產生的最終爆炸超壓越大。不同質量濃度粉體雖然通過降低uf來削弱pd,max，這只能導致不同的二次爆炸強度，但pd,max與pv,max的線性關系并不會因此發生改變。根據pd,max和pv,max的線性關系以及uf和pd,max的特殊關系，可以判斷出uf與pv,max并不是嚴格的正相關（即非單值函數），而是對于某一固定長度導管，pv,max隨uf的增加而增加。本文實驗在小尺度條件下進行，由于大尺度實驗和小尺度實驗還存在一些差異，在后續的研究中，將在大尺度實驗配置中進一步研究干粉對導管泄爆過程的影響，為現實應用提供更加精細準確的理論參考。

圖12 容器內最大爆炸超壓與導管內最大爆炸超壓的關系Fig.12 Maximum pressure in the vesselpv,maxvs maximum pressure in the ductpd,max

4 結 論

本文中研究了NaHCO3粉體對導管泄爆過程的影響，從火焰鋒面結構、火焰傳播速度，壓力波形和超壓峰值等多個方面進行分析比較，得到以下結論。

（1）抑爆劑質量濃度嚴重影響容器和導管內火焰傳播過程。隨著粉體質量濃度增加，容器內火焰破碎程度加大，導管內火焰逐漸弱化甚至熄滅；不同質量濃度粉體展現3種火焰速度模式。這是由于不同質量濃度粉體導致容器與導管內粉體分布情況有所差異，進而影響抑制效率。綜合分析可得：高效率抑制的火焰前鋒越來越弱，容器與導管內火焰傳播速度均逐漸降低。

（2）抑爆劑質量濃度能改變容器最大爆炸超壓的控制機理，最終影響容器最大超壓。粉體質量濃度較低時，容器最大爆炸超壓取決于二次爆炸產生的第二壓力峰值，反之取決于火焰在容器觸壁時產生的第一壓力峰值。

（3）存在一個臨界質量濃度（160 g/m3）使得粉體抑制效率逐漸趨于穩定。隨著粉體質量濃度增加，容器內最大爆炸超壓和超壓峰值下降率的變化量逐漸減少，表明質量濃度效應越來越弱，粉體抑制效率受到限制。

（4）容器最大爆炸超壓與容器內平均火焰傳播速度和導管內最大超壓密切相關。容器最大爆炸超壓與導管內最大超壓呈線性關系，且與粉體質量濃度和導管長度均無關。對于給定導管尺度，容器最大爆炸超壓和導管內最大超壓均隨著容器內平均火焰傳播速度的增加而增加，即容器內火焰傳播速度越快，最終爆炸超壓越高，但這種正相關關系不是單值的，與導管長度有關。