由于煤、石油等传统的化石能源存在稀缺和高碳排放问题，因此研究绿色可再生改善能源问题至关重要^[1-2]。在双碳目标下，可再生清洁能源的发展倍受关注，其中氢能作为最受青睐的清洁能源，具有来源广泛、安全可控、高效灵活和低碳环保等诸多优势，将会是清洁能源的最重要组成部分^[3-4]。从氢能产业发展来看，未来“绿氢”将占氢气总量的2/3，因此绿氢的制取将成为主流方向^[5]。而生物乙醇制氢方法因其获取简单、成本低廉、来源广泛、存储与运输方便、能在低温范围内发生且具有可再生性成为了制取绿氢的最有效的方法^[6]。同时，为了实现安全、高效的氢气大规模运输，混氢天然气输送技术被提出并成为研究领域的重点，其可以避免庞大的输氢管网建设投资。而鉴于氢气腐蚀天然气管道带来的安全问题，按目前技术水平，建议掺氢体积比例不高于20%^[7]。此外，天然气掺氢后可能引起泄漏速率加快、可燃范围增大和燃烧速率加快等问题，甚至造成爆炸的危险。从现有的技术角度来看，乙醇制氢大多数在封闭空间中进行制取，而乙醇的挥发性和过滤装置易泄漏将导致制取的氢气中可能混有乙醇，这就会使得输送气体的高压储存装置内存在氢气/甲烷/乙醇混合燃料，同时混氢天然气管道运输过程中气体分布并不均匀，局部的乙醇含量无法确切知晓，所以有必要对混氢天然气中局部乙醇密的集程度进行爆炸特性研究以保证其安全运输和储存。

爆炸峰值压力、最大升压率、爆炸时间和爆燃指数等爆炸特性是衡量可燃混合物爆炸强度和运输储存安全性的重要指标，其中爆燃指数大小决定了爆炸的严重程度，是设计化学品储存罐、安全阀以及通风口、高压高温燃烧室和炉的依据。目前，许多学者在初始压力和初始温度对爆炸特性综合作用方面进行了研究。Zhang等^[8]实验和模拟研究了球形压力容器中氢气/空气预混气的爆炸特性，揭示了初始压力对爆炸压力、压力上升速率及爆炸场的影响。Li等^[9]研究了五种燃料（乙醇、1-丁醇、1-戊醇、2-戊醇、3-戊醇）分别与空气混合的爆炸特性，并给出了爆炸压力和最大压力上升率分别与初始温度压力之间的线性关系。Mitu等^[10]在封闭球形容器中研究了不同初始条件下乙醇/空气混合物的爆炸参数，发现爆炸压力、最大压力上升率与初始压力呈线性相关。Oppong等^[11]利用定容燃烧弹研究了2-甲基呋喃/空气混合气的爆炸特性，并可视化了爆炸压力和最大压力上升率与初始压力之间的线性关系。Li等^[12]研究了氢气体积分数和初始压力对氢气/甲烷/空气混合燃料爆炸特性的影响，指出添加氢气会增大最大压力上升速率。Hu等^[13]对正丁醇/异辛烷混合物爆炸特征参数进行了分析，发现爆炸压力和爆炸时间随着温度的升高而降低，但最大压力上升速率没有明显变化。Zhang等^[14]对常压下甲烷/二甲醚/空气混合物的爆炸特性进行了研究，发现二甲醚会使得爆炸压力、最大压力上升率增加。

此外，也有部分学者从火焰形貌和燃料组分方向对火焰爆炸特性进行了研究。Zheng等^[15]用透明管道研究了氢气/空气混合物的爆炸特性，揭示了火焰结构和爆炸超压的变化规律。时高龙等^[16]对甲烷/氧气/氮气预混气体爆炸火焰与压力的耦合振荡特性进行了研究，得到爆炸火焰与压力耦合振荡规律。余明高等^[17]用管道探究了障碍物阻塞率梯度对甲烷爆炸特性的影响，发现障碍物阻塞率梯度对甲烷爆炸特性具有重要影响。Sun等^[18]还研究了湍流化学计量甲烷/氢混合物的爆炸行为，发现在层流条件下，甲烷/氢气的爆炸程度较轻，但在湍流条件下的爆炸极其危险。Cammarota等^[19-20]研究了氢气对甲烷和乙醇爆炸的影响，发现添加体积分数为10% 的氢气对爆炸压力和压力上升速率的影响不显著。韦双明等^[21]利用定容燃烧室研究各组分浓度及当量比对氢气/二甲醚甲烷/空气预混气的爆炸特性，研究发现，高氢气浓度、低甲烷浓度及化学当量比下的工况爆炸指数较大。

尽管在燃料爆炸研究方面有许多进展，但对三元混合燃料的爆炸特性研究较少，特别是对氢气/甲烷/乙醇混合燃料爆炸特性的研究几乎空白。事实上，三元混合气体相比于单一气体和二元混合气体的爆炸特性更为复杂，由于各种气体的反应活性和扩散性各不相同，所以针对由多种气体组成的混合气体爆炸特性的研究要更加详细，考虑更多的影响因素。因此本文利用定容燃烧室研究初始压力、燃料组分、当量比对氢气/甲烷/乙醇预混燃料爆炸的影响，通过对实验爆炸压力数据的分析，确定燃料在高温高压下的爆炸峰值压力、最大升压率、爆炸时间和爆燃指数等爆炸特性参数的变化规律，此外从火焰层流燃烧速度和自由基敏感性分析的角度深刻分析燃烧或爆炸现象的动力学和演变过程，为氢气/甲烷/乙醇三元混合气体储存装置安全设计提供理论指导，并评估该气体在管道运输过程中的爆炸危险性。

1.   实验装置和数据处理

1.1   实验装置

图1为实验系统结构图。该实验系统由以下几个模块组成：定容燃烧室、纹影摄影系统、点火系统、数据采集系统和气体排放与供应系统。利用定容燃烧室，可使燃料在受控条件下进行燃烧反应，以获取燃料的燃烧性能、热值、燃烧速率等关键参数^[44]。本实验的定容燃烧室呈正方体结构，容量为1.94 L，相对的两侧装有耐高温及透光性强的石英玻璃视窗，其视窗直径为90 mm，用于进行光学信号采集。通过PID控制器来控制内壁上均匀分布的加热电极，对定容燃烧室内部进行加热，并采用K型热电偶（精度±0.75%范围内）测量可燃混合物的温度。燃烧室内均匀地达到预设的初始温度T₀和压力p₀后，采用两根直径0.4 mm的铂金电极丝，连接点火控制系统和点火线圈共同控制点火，引燃混合气体。使用Keller LEX1压力表和Kistler 6115C压力传感器（误差为总量程的±0.5%）分别测量初始压力和动态压力。本实验使用的空气由体积分数为79%的氮气和21%的氧气组成，所有气体的摩尔分数至少为99.9%，同时实验的初始温度设置为400 K，初始压力选择为0.1、0.2和0.4 MPa。每个工况下至少进行3次实验，以确保实验的重复性和准确性。当量比$\varPhi$定义为：

图  1  实验系统结构

Figure  1.  Structure schematic of experimental system

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式中：$F$和$A$分别为实际燃料和空气在混合系统中的体积分数；$F/A$为实际燃料与空气的体积比，${\left(F/A\right)}_{\mathrm{s}\mathrm{t}}$为燃料与空气在理论状态下完全燃烧时的体积比。本实验的当量比$\varPhi$范围为0.8～1.4，区间为0.1。

本次实验中设定C₂H₅OH占燃料的体积分数φ为20%、50%、80%，H₂和CH₄的体积比固定为1∶4，符合目前掺氢技术水平。Zhou等^[22]用类似的方法研究了不同成分氢气/一氧化碳/甲烷生物合成气的层流火焰速度。Wei等^[23]也用类似的方法研究了氢气富集对二甲醚/甲烷燃料层流燃烧特性的影响。

1.2   数据处理

爆炸压力峰值p_max、最大压力上升速率(dp/dt)_max和爆炸指数K_G以及爆炸时间t_c（点火时刻与峰值压力时刻之间的间隔）是被用来评估可燃混合气体爆炸特性的重要参数^[24-25]，这些参数对于压力、温度、可燃混合气的成分以及燃烧室容积等初始条件的变化很敏感^[26-27]。其中，爆炸指数K_G用以表征可燃混合气体的爆炸强度，以排除燃烧室几何形状的影响^[28]，其定义为：

式中：V为燃烧室容积。根据K_G值，可燃混合物按照爆炸危险等级可以分为St-1（K_G<20 MPa·m/s）、St-2（K_G介于20～30 MPa·m/s之间）和St-3（K_G>30 MPa·m/s）三个危害等级^[29]。

实验过程中由于压力传感器的通道噪声效应，导致实验获取的原始压力曲线是振荡的，直接用来确定爆炸参数是不准确的。为了消除这种振荡影响，获取直观可用的压力曲线，采用高斯滤波，得到滤波过后的p_fil，而原始压力数据与滤波处理的典型图例如图2所示。从图2中可以看出，爆炸压力自点火开始稳定上升，达到压力峰值后开始出现下降的趋势，这是当火焰传播过程中前锋面不断膨胀直至接触到燃烧室壁面时，由于壁面传热产生热损失，导致压力开始下降。压力上升率在达到峰值后，由于热损失加剧和燃烧压力迅速下降，压力上升率开始降低并最终在燃烧过程完成时变为负值。

图  2  爆炸参数示意图

Figure  2.  Schematic diagram of explosion parameters

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2.   结果和讨论

2.1   爆炸压力

图3显示了初始压力p₀=0.4 MPa、C₂H₅OH占燃料的体积分数φ=20%时，不同当量比$\varPhi$下爆炸压力随时间的变化曲线。不同的p₀、φ和$\varPhi$下都表现相似的规律。燃料在燃烧初期，由于热量释放的限制，压力缓慢增大。随后的快速燃烧阶段，压力迅速升高，直至达到最大值p_max。最后阶段，由于热量从燃烧室壁面传出，压力会缓慢降低。从图中可以看出，随着当量比增大，爆炸压力先增大后略有减小，而爆炸时间变化趋势却与之相反。

图  3  爆炸压力随时间变化规律

Figure  3.  Explosion pressure changing with time

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图4描述了在初始压力p₀=0.4 MPa、当量比$\varPhi$=1时，不同C₂H₅OH体积分数φ下爆炸压力随时间的变化曲线。从图4可以看出随着φ增加，爆炸压力峰值p_max没有显著变化，仅仅是略有增加，这是因为φ增加使得预混火焰燃烧的稳定性更好，这将有助于维持持续的燃烧反应，减少了不稳定燃烧导致的热能损失，从而导致p_max略有增加。图5给出了在φ=20%、$\varPhi$=1时，不同压力下的爆炸压力曲线。从图中可以明显看出p_max随着p₀的增大而显著增大。原因在于一方面初始压力较低时，爆炸释放的热能较低，从而导致爆炸压力较低；而另一方面p₀增加时，可燃混合物气体密度增加，气体粒子之间会相互靠拢，从而增大了气体粒子之间的相互碰撞频率，增强了气体粒子之间的动能和爆炸压力。Oppong等^[11]、Cui等^[30]和Zhang等^[31]对于这种现象也给出了类似的解释。

图  4  p₀=0.4 MPa、$\varPhi$=1时C₂H₅OH体积分数φ对爆炸压力曲线的影响

Figure  4.  Effect of the volume fraction of C₂H₅OH (φ) on explosion pressure while p₀=0.4 MPa and $\varPhi$=1

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图  5  φ=20%、$\varPhi$=1时初始压力p₀对爆炸压力曲线的影响

Figure  5.  Effect of the initial pressure (p₀) on explosion pressure while φ=20% and $\varPhi$=1

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峰值爆炸压力p_max可以用来量化容器内爆炸冲击波的能量分布^[32]。所以，可采用p_max来评估爆炸产生的热能。图6展示了实验各工况下的爆炸压力峰值p_max随当量比$\varPhi$的变化。总体而言，爆炸压力峰值均随着$\varPhi$的增加先增大后减小，在$\varPhi$在1.2～1.3之间达到峰值。这主要是由于随着$\varPhi$的增加，燃料量增加，燃烧更加剧烈，燃烧释放热能增多，p_max逐渐增大，而由于定容燃烧室中氧气不足导致燃烧不完全以及释放热量减少，一些富混合物的p_max略有降低。Cui等^[30]、Li等^[33]、Hu等^[13]和Xu等^[34]对爆炸压力随当量比的变化也有类似的解释。此外，在p₀ 相同的情况下，φ的变化并没有导致爆炸压力峰值出现较为明显的改变，进一步表明H₂-CH₄-C₂H₅OH混合燃料中的成分变化对于p_max影响较小。图7展示了在φ=20%时p₀对p_max的影响。可以看出p_max与p₀具有直观的线性关系，而Oppong等^[11]和Mitu等^[35]发现不同燃料的爆炸压力峰值随初始压力的变化中也呈现出类似的规律。

图  6  当量比$\varPhi$对压力峰值p_max的影响

Figure  6.  Effect of the equivalence ratio $\varPhi$ on the peak pressure p_max

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图  7  初始压力p₀对压力峰值p_max的影响

Figure  7.  Effect of initial pressure p₀ on the peak pressure p_max

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2.2   爆炸压力上升率和爆炸指数

图8给出了φ=20%、p₀=0.4 MPa、$\varPhi$为0.8～1.4时爆炸压力上升率随时间的变化。由图可知，不同条件下的压力上升率都表现出相似的规律，且由于定容燃烧室壁面传热存在不可忽略的热损失，导致爆炸压力降低，最终dp/dt变为负值。此外dp/dt随着$\varPhi$增大先增大后减小，在$\varPhi$=1.3时达到峰值，可见dp/dt对$\varPhi$十分敏感。

图  8  爆炸压力上升率随时间的变化曲线

Figure  8.  Pressure rising rate by explosion changing with time

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不同C₂H₅OH体积分数φ下dp/dt随时间的变化如图9所示。图中可以发现φ增加时，dp/dt降低。主要原因在于φ越大，混合气体的反应活性和扩散能力较弱，导致了总体的基元反应中的主要活性基H自由基的比例下降，使得总体反应的速度减慢，延长了爆炸反应时间，导致最大压力上升率降低。图10给出了在φ=20%、$\varPhi$=1时，不同p₀下的dp/dt。从图中可以明显看出dp/dt随p₀的增大而增大。这主要是由于当p₀增大时，混合气体燃烧释放的热量也会增多。此外，如图11所示，p₀=0.1 MPa时火焰前锋面的光滑表面，而p₀=0.4 MPa时火焰前锋面出现较多的胞状结构，火焰不稳定性增强，这会产生较大的压力波动，促进(dp/dt)_max进一步增大^[34]。

图  9  不同C₂H₅OH体积分数φ下压力上升速率曲线

Figure  9.  Pressure rise rate changing with time at different ethnol volume fractions (φ)

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图  10  不同初始压力p₀条件下的爆炸压力上升率曲线

Figure  10.  Explosion pressure rise rate curve at different initial pressures (p₀)

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图  11  火焰不稳定图像

Figure  11.  Flame instability image

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根据最大压力上升率(dp/dt)_max，可以估算爆炸指数K_G^[14]。图12给出了实验各工况下的最大压力上升速率(dp/dt)_max和爆炸指数K_G随当量比$\varPhi$的变化。从图中可以明显看出，K_G与(dp/dt)_max随$\varPhi$变化趋势与p_max变化一致，均是先增大后减小，在$\varPhi$为1.2～1.3时达到峰值，而与之相反，φ较大时(dp/dt)_max相比于φ较小时要低。同时，随着p₀的增大(dp/dt)_max急剧增加，且不同其他条件下(dp/dt)_max之间的差异也随之增大。主要是由于p₀较大时，一方面燃料量增加，导致燃烧释放热量增加，进而(dp/dt)_max增大；另一方面，火焰传播更加不稳定，导致(dp/dt)_max增大。此外，在p₀较大时，富燃区域相较于贫燃区域对C₂H₅OH比例的变化更为敏感，这是因为预混燃料在高压下会产生更加不稳定的火焰，而随着$\varPhi$的增大，H₂bili 增加，因此在富燃区域产生更加不稳定且传播剧烈的火焰，从而导致K_G与(dp/dt)_max的变化更加强烈。爆炸指数K_G的等级（St-1、St-2、St-3）由国家消防局定义，是爆炸装置设计和安全评价的基础，其数值越高爆炸危险性越强，Li等^[12]将其用于评价煤油气混合物的爆炸指数。在所有的实验工况下，H₂-CH₄-C₂H₅OH燃料的爆炸指数大部分都低于20 MPa·m/s，处于中低爆炸指数水平，但是也存在一些工况处于较高爆炸指数等级，在这些工况下容易发生爆炸，设计存储装置要充分考虑到这一点。图13给出了在φ=20%时，p₀对(dp/dt)_max的影响。可以看出，p₀较大时，(dp/dt)_max较大，并且在一定程度上与p₀值呈现线性关系。

图  12  最大压力上升速率(dp/dt)_max和爆炸指数K_G

Figure  12.  Maximum pressure rise rate ((dp/dt)_max) and explosion index (K_G)

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图  13  初始压力p₀对爆炸压力上升率峰值（(dp/dt)_max）的影响

Figure  13.  Effect of initial pressure (p₀) on the peak rate of explosion pressure rise ((dp/dt)_max)

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2.3   爆炸时间和层流燃烧速度

爆炸时间t_c表示火焰达到爆炸压力峰值p_max的时刻，在燃烧装置的安全性评价和设计中起着至关重要的作用。图14显示了不同当量比、p₀=0.1, 0.4 MPa、φ=20%，50%和80%条件下的爆炸时间t_c。可以发现各工况下t_c均随着$\varPhi$的增加先降低后略有增加，在$\varPhi$为1.2～1.3时爆炸时间最小。原因在于贫混合物中燃料量较少，爆炸不太活跃，从而导致t_c较大；而对于富混合物由于含氧量较少，燃烧反应不剧烈，导致t_c增大。当p₀增大时，t_c增加，这与Xu等^[34]的研究中爆炸时间随初始压力的变化结论类似。此外，爆炸时间随着φ的增加而增加，这与图9中得到的结论相符。图15更直观地描述了φ=20%时，p₀对t_c的影响，可以看出，随着p₀的增大，t_c增大，贫燃料区域对压力变化表现更敏感。

图  14  爆炸时间随当量比的变化曲线

Figure  14.  Curve of explosion time with equivalence ratio

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图  15  初始压力对爆炸时间的影响

Figure  15.  The effect of initial pressure on explosion time

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采用压力原始数据被来确定所研究条件下的实验燃烧速度。初始条件下的层流燃烧速度（laminar burning velocity）可以根据${S}_{\mathrm{L}}\left(p\right)$曲线采用外推法评估^[11,36-37]：

式中：${S}_{\mathrm{L}}$为当前工况下的实际层流燃烧速度，通过非线性拟合可以得出最合理的值作为该工况下燃料的层流燃烧速度，γ为未燃烧混合物比热。

本研究中使用的化学模型是通过整合GRI-Mech 3.0^[38]和Marinov^[39]的C₂H₅OH氧化反应模型得到的，利用Chemkin-Pro中的相关模块可以计算层流燃烧速度的理论值。为了验证所选择机理和实验装置的可靠性和准确性，图16将本文300 K和0.1 MPa下H₂-CH₄混合物（体积比为1∶4，即本文中φ=0的情形）的层流燃烧速度实验和模拟结果与相关文献中其他学者的实验结果进行了对比^[38,40-41]。从图中可以看出，实验和模拟结果与文献结果吻合较好。因此该方法和结果是可靠的。

图  16  本文方法得到的层流燃烧速度与文献[38, 40-41]的对比

Figure  16.  Laminar burning velocity according to this paper compared with the result from reference [38, 40-41]

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图17分别展示了φ=80%时层流燃烧速度的模拟结果与实验数据对比。可以看出，实验得到的层流燃烧速度往往略低于模拟结果，这是由实际操作中不可避免的误差导致的了，但本文实验和理论的结果在变化趋势上基本一致，对建立或者完善该三元混合燃料化学反应动力学机理具有一定价值的参考。

图  17  H₂/CH₄/C₂H₅OH实验和模拟层流燃烧速度的比较

Figure  17.  Comparison of experimental and simulated results of laminar combustion velocity

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2.4   敏感性分析及反应路径研究

敏感性分析通常用于化学动力学研究，以评估最活跃的燃烧中间体或中间体的影响燃烧过程中的程度。从本质上讲，灵敏度分析可以用来预测预混料的爆炸性能。敏感性参数s的表达式为：

式中：${k}_{i}$和为第i组工况的灵敏度系数。

图18和图19分别给出了不同φ和p₀下的灵敏度数据。灵敏度系数为正，表明燃烧速度随常数速率的增加而增加。从图18～19的变化规律中可以推断，链支反应R1: ${\mathrm{H}}+{\mathrm{O}}_{2}\iff \mathrm{O}+\mathrm{O}\mathrm{H}$, R24: $\mathrm{CO}+ \mathrm{OH}\iff {\mathrm{CO}}_{2}+\mathrm{H}$和链终止反应R96: ${\mathrm{CH}}_{3}+\mathrm{HM}\iff {\mathrm{CH}}_{4}+\mathrm{M}$, R8: ${\mathrm{H}}_{2}{\mathrm{O}+\mathrm{M}}\iff \mathrm{H}+\mathrm{OH}+\mathrm{M}$是影响混火焰最敏感的反应。正向反应R1涉及H的氧化生成OH，对预混燃料燃烧速度有很大影响，其次是定速反应R24。因此，在所有条件下，链支反应R1的燃烧速度最快^[42]。R24反应将燃烧产生的CO转化为CO₂，从而控制了碳氢燃料的氧化速率。相反R96和R8反应对燃料的燃烧速度有负影响。因此，R96和R8大大减缓或抑制了燃烧速度。增加R1和R24反应会减慢燃烧现象释放能量的速度。此外，燃料的爆炸反应程度与H和OH自由基数量有很大关系^[43]，其对维持链式反应至关重要。在图18中，φ=20%下R1产生的OH自由基远远高于其他两个组分，同时R24产生的H自由基相差无几，而各个组分的R8消耗的H、OH自由基相同，R96的正反应在φ较小时受抑制更高，此时p_max较大。同理，在图19中，高压下的H、OH自由基产生更多，而消耗受到的抑制更大，因此高压下燃料的爆炸压力峰值显著增加。

图  18  不同C₂H₅OH体积分数φ下的灵敏度数据（400 K, 0.1 MPa, Φ=1.2）

Figure  18.  Sensitivity coeffient at different vulume fractions (φ) under the condition of 400 K, 0.1 MPa, Φ=1.2)

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图  19  不同初始压力p₀下的灵敏度数据（400 K, φ=50%, Φ=1.2）

Figure  19.  Sensitivity coeffient of at different pressures under the condition of (400 K, φ=50%, Φ=1.2)

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结合燃烧过程中的关键反应和自由基的作用，构建了混合燃料在0.1 MPa、400 K、$\varPhi$=1.2时不同掺混比的路径，如图20所示。每个节点之间的相对速率表示参与该过程的单个自由基的转化率。与图18和图19中一致，燃料的主要反应途径包括脱氢、聚合和氧化。对于C₂H₅OH而言，其主要反应途径为：

图  20  不同C₂H₅OH体积分数（φ）的反应路径图（0.1 MPa, 400 K, Φ=1.2）

Figure  20.  The reaction pathway due to different volume fractions (φ) under the condition of 0.1 MPa, 400 K and Φ=1.2

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对于CH₄而言，其主要反应为：

当φ从20%增大到80%时，C₂H₅OH主反应中的OH自由基引导的相对转化通量从22.5%增加到28.7%，${\mathrm{C}}_{2}{\mathrm{H}}_{5}\mathrm{O}\mathrm{H}\to {\mathrm{C}}_{2}{\mathrm{H}}_{5}\mathrm{O}$的总转化量从30.2%增加到35.6%，同时CH₄主反应中的OH自由基引导的相对转化通量从29.3%增加到44.0%，这反映出随着燃料中C₂H₅OH占比的增加，燃烧过程中的H、OH自由基含量大大减小，使得燃烧反应更加缓慢，也与上文φ增大，K_G降低的结果相互印证。

3.   结　论

采用定容燃烧室，在初始温度400 K，不同的初始压力（0.1、0.2、0.4 MPa）、乙醇体积分数（20%，50%，80%）和当量比（0.8～1.4）条件下对氢气-甲烷-乙醇燃料的爆炸特性进行了实验研究。主要结论如下：

(1) 预混燃料在当量比处于1.2～1.3范围内时，爆炸压力峰值、爆炸指数和最大压力上升速率均达到最大值，而爆炸时间最小；

(2) 燃料的爆炸压力峰值、最大压力上升、爆炸指数和爆炸时间均随初始压力增大而增大，但是随着乙醇体积分数变化却不相同，爆炸压力和爆炸时间随着乙醇体积分数增加呈现增大的趋势，而最大压力上升率和爆炸指数呈现相反的趋势；

(3) 灵敏度分析表明，影响氢气-甲烷-乙醇燃料层流燃烧速度的主要分支反应是R1，而R96是一个重要的链终止反应；增大压力将会使得R1反应增强，生成更多OH自由基，同时R96反应的抑制效果增强，消耗的H自由基更少，最终使得反应更加剧烈，爆炸压力峰值增加；降低乙醇体积分数也会达到类似效果，这从反应路径中更能直观看出；

(4) 在所有实验工况下，爆炸指数均小于22 MPa·m/s，处于相对安全水平。