Experimental study of gasoline-air mixture explosion in imitated vertical dome oil tank
-
摘要: 为探究立式拱顶油罐内油气体积分数、点火位置和液位对爆炸超压特性参数与火焰发展的影响规律，开展了一系列的实验研究，得到以下结果：（1）1.7%是任一工况下的最危险油气体积分数，内场超压发展都可以分为超压上升、超压泄放和振荡衰减3个阶段。爆炸过程中CH、C2、OH等自由基的生成和空间分布，使得不同初始油气体积分数下或不同爆炸阶段的火焰呈现不同的颜色变化。（2）点火位置对油气爆炸超压特性参数的影响较大，位置越靠下，爆炸威力越大。罐底中心点火时，内外场平均升压速率取得最大值，分别为0.46和0.05 MPa/s。（3）液位变化对油气爆炸内外场超压的影响较大，油罐侧壁上部位置点火时，50%液位是最危险的液位。任意液位下外场超压随比例距离的增大都呈现幂指数衰减规律，不同液位下油气爆炸外场冲击波超压峰值与距离和油气混合物体积的关系可以用一个公式统一表示。相比于气相空间，液相空间的超压变化具有延后性、负压增强和振荡衰减更快的特点。Abstract: To investigate the influence of gasoline-air mixture volume fraction, ignition position and liquid level on explosion overpressure parameters and flame development in vertical dome oil tank, a series of experiments with nine initial hydrocarbon volume fractions, four ignition positions and five liquid levels were carried out in a transparent imitated oil tank. Dynamic data acquisition system and high-speed camera were employed to detect the changes of internal and external field pressure, and to record the transformation of flame shape. The following results were found. (1) 1.7% is the most dangerous gasoline-air mixture volume fraction under any working condition. The development of overpressure in the inner field can be divided into three stages: overpressure rise, overpressure release and oscillation attenuation. The formation and spatial distribution of free radicals such as CH, C2 and OH during the explosion process make the flame show different color changes under different initial volume fractions or at different explosion stages. (2) Ignition position has a great influence on explosion overpressure parameters. The lower the ignition position is, the greater the explosion power is. When the ignition position is in the center of the bottom of the tank, the average pressure boost rate of the internal and external fields reaches the maximum value, being 0.464 MPa/s and 0.053 MPa/s, respectively. (3) The change of liquid level has a great influence on the overpressure of the internal and external field of oil and gas explosion. When the position ignition is located at the top of the side wall of the oil tank, the 50% liquid level is the most dangerous level. At any liquid level, the outfield overpressure decreases exponentially with the increase of scaled distance. The relationship among the maximum overpressure peak of the outfield shock wave of gasoline-air mixture explosion at different liquid levels, the distance and the volume of gasoline-air mixture can be expressed by a unified expression. Compared with gas space, the overpressure in liquid space has the characteristics of delay, enhancement of negative overpressure and faster oscillation attenuation frequency.
-
Key words:
- vertical dome oil tank /
- gasoline-air mixture explosion /
- chemical reaction /
- overpressure /
- flame
-
混凝土类材料已被广泛应用于民用建筑及防御工事[1-3]，它在爆炸冲击载荷作用下的动态力学性能和破坏机理，对于民用建筑及防御工事的设计和防护具有重要指导意义[4-6]，目前一般采用SHPB技术来研究不同应变率下混凝土类材料的动态力学性能[7-9]。混凝土作为一种脆性材料，其破坏应变非常小，通常只有千分之几，而动态力学性能实验的加载时间又非常短，产生的高应变率往往会引起试件的结构破坏而非材料破坏，从而对SHPB技术在混凝土材料中的应用提出了挑战[10-12]。Frew等[13]针对波形整形技术，在脆性材料SHPB实验中的应用展开研究, 认为应力均匀性问题相对比较容易解决, 同时指出恒应变率加载却很难实现。卢玉斌等[14]对于脆性材料SHPB实验中实现近似恒应变率加载的必要性进行了讨论，认为恒应变率加载实现难度较大。陶俊林等[15]提出了两种SHPB方法来实现对金属材料的恒应变率加载，但对于混凝土等脆性材料仍很难实现恒应变率加载。周子龙等 [16]认为加载应力和试样应力历程具有相同的变化规律时，试样变形将处于恒应变率状态，但是对于如何实现恒应变率加载并没有给出明确的方法。由于在SHPB实验中很难实现混凝土试件的恒应变率加载[17-19]，部分学者通过采用变截面杆[20]、波形整形技术[21-22]以及异形冲头法[23]等对输入波形进行了优化，从而实现了中低应变率下的恒应变率加载，但是目前已有的方法仍很难实现混凝土试件在较高应变率下的恒应变率加载。因此，如何处理非恒应变率加载下的实验数据，并确定其对应的应变率，就成为了一个迫切需要解决的问题。
为了确定混凝土类材料在SHPB实验中所对应的应变率，本文中对3种不同强度和4种不同钢纤维含量的混凝土试件进行SHPB实验，并针对实验得到的30组恒应变率加载下的实验数据进行归纳总结，探索一种混凝土类材料SHPB实验中确定应变率的方法，拟为处理非恒应变率加载下的实验数据并确定其对应的应变率提供合理的解决方法。
1. 试 件
试件为3种不同强度和4种不同钢纤维含量的混凝土。3种不同强度混凝土材料配比见表1，利用设计模具浇铸，尺寸为
∅ 70 mm×35 mm。试件养护过程符合工程要求，并利用磨床对两端面进行研磨，其不平行度在0.02 mm以内，试件最终长径误差在±0.02 mm。4种不同钢纤维含量混凝土试件的制作采用二次合成法工艺，基体强度为C40，坍落度为160～200 mm。采用∅ 70 mm×35 mm的圆柱钢模浇筑并振动成型，拆模后，室温条件标准养护28 d，实验时混凝土龄期为80 d以上。钢纤维采用0213型微钢纤，纤维直径d=0.2 mm、长度l=13 mm（特征比l/d=65，外形平直光洁）。钢纤维混凝土的实际配合比见表2。表 1 不同强度混凝土试件配合比Table 1. Mixture ratio of concrete specimen with different strengths混凝土 石子/(kg·m−3) 砂/(kg·m−3) 水/(kg·m−3) 水泥/(kg·m−3) 水灰比 外加剂/(kg·m−3) 28 d 抗压强度/MPa C20 1 100 725 205 350 0.586 7.5 23.05 C45 950 900 173 500 0.346 12.5 46.20 C70 1 150 600 150 600 0.250 16.0 70.06 表 2 不同钢纤维含量混凝土试件配合比Table 2. Mixture ratio of steel fiber reinforced concrete specimen混凝土 钢纤维体积含量/% 钢纤维/(kg·m−3) 石子/(kg·m−3) 砂/(kg·m−3) 水/(kg·m−3) 水泥/(kg·m−3) 水胶比 外加剂/(kg·m−3) C40 0 0 1 090 698 158 391 0.38 8.1 0.75 58.5 1 056 676 182 450 0.38 8.1 1.50 117.0 1 004 645 204 505 0.38 8.1 4.50 351.0 726 470 280 693 0.38 8.1 2. 实 验
实验在
∅ 74 mm的SHPB实验装置上完成，实验装置如图1所示。通过贴在入射杆和投射杆中部的应变片采集入射波εi、反射波εr和透射波εt，计算试样的动态平均应力σ、应变ε和应变率˙ε ：σ=EAAsεt (1) ε=−2c0L∫t0εrdt (2) ˙ε=−2c0Lεr (3) 式中：c0为压杆的弹性波速，L为试件的长度，A为压杆的横截面积，As为试件的横截面积，E为压杆的弹性模量。
由式（3）可知，试样变形的应变率由反射应力波确定，即应变率和反射波波形呈线性关系，因此在SHPB实验中实现恒应变率加载可以由在有效加载时间内在反射应力波上得到的一个近似恒定平台表征[24]。
3. 恒应变率加载
选取直径20 mm、厚度1.0～2.5 mm的黄铜材料作为波形整形器。为了得到恒应变率加载的实验数据，通过采用不同几何尺寸的黄铜波形整形器对不同强度（C20，C45，C70）和不同钢纤维含量（0%，0.75%，1.50%，4.50%）的混凝土进行了大量SHPB实验，获得的典型波形如图2所示。
图 2 不同强度和不同钢纤维含量的混凝土材料的典型波形Figure 2. Typical waveforms for concrete-like materials with different strengths and different fiber contentsSHPB实验主要基于两个基本假定：一维假定和均匀性假定。Ravichandran等[25]认为应力波在试件中传播3个来回，试件可近似达到应力均匀状态。3个来回的时间为Δt=6L/c，波速
c=√E/ρ ，ρ为试件的密度。以图2（b）中C45混凝土的典型波形为例，对应力与应变率曲线进行分析，其中L=35 mm、E=33.5 GPa、ρ=2 530 kg/m3，经计算波速c=3 700 m/s，Δt=57 μs，即试件在57 μs的时候已经达到应力均匀状态, 而此时对应的应力还不到峰值应力的15%。由图3可以看出，反射波脉冲上升沿作用时间为92 μs，即试件达到恒应变率加载段需要的时间为92 μs，该时刻对应的应力为峰值应力的50%，说明通过黄铜整形器得到的实验数据实现了混凝土材料的恒应变率加载并满足加载过程中的应力均匀性假定。图4分别给出了30组恒应变率实验数据中C20、C70和C40 (0.75%)混凝土试件在相近恒应变率加载下的应力应变曲线对比，从图中可以看出，实验数据重复性较好。
图 4 相近恒应变率加载下的应力应变曲线对比Figure 4. Comparison of stress-strain curves under similar constant strain rate loading4. 非恒应变率加载下实验数据修正系数的提出
由于SHPB实验中很难实现混凝土类材料的恒应变率加载，非恒应变率加载下的实验数据居多。为了处理非恒应变率加载下的实验数据，陶俊林等[26]采用应变率时程曲线的算数平均值来表征恒应变率；李为民等[27]采用应变率时程曲线的波头至应力峰值之间的算数平均值来表征恒应变率；Wang等[28]认为，应变率时程曲线可以取80%至峰值应变率之间为恒应变率加载段。确定应变率方法的不同，将导致同一组实验数据所对应的应变率的确定具有较强的主观性，从而为研究混凝土类材料的应变率效应带来误差，因此如何合理地确定混凝土类材料SHPB实验中的应变率尤为重要。
下面，将通过使用不同应变率选取方法来处理恒应变率加载下的实验数据，通过对比不同选取方法得到的应变率数值，探寻不同确定应变率方法之间是否存在一定的规律。图5为其中一组恒应变率加载下的实验数据，其对应的原始波形为图2(b)。如图5中所示，其实验数据对应的平台段恒应变率为77.3 s−1；半段平均应变率选取的是波头至应力峰值这个时间段内应变率算数平均值，通过计算得到的半段平均应变率为42.2 s−1，整段应变率平均值选取的是曲线波头至波尾这个段曲线内算数平均值，通过计算得到全段平均应变率为56.2 s−1。因此，可得恒应变率/半段平均应变率η1=77.3/42.2=1.832，而恒应变率/全段平均应变率η2=77.3/56.2=1.375。
对30组恒应变率加载下的应变率曲线进行同样的处理，得到这些曲线对应的恒应变率、半段平均应变率、全段平均应变率，并求得恒应变率/半段平均应变率以及恒应变率/全段平均应变率，见表3。图6对恒应变率/半段平均应变率和恒应变率/全段平均应变率进行了汇总，从图中可以发现，恒应变率/全段平均应变率基本保持在约1.38，而恒应变率/半段平均应变率浮动比较大，没有一定的规律。
表 3 恒应变率加载下的实验数据Table 3. Experimental data at constant strain rate loading实验 试件 恒应变率/s−1 半段平均应变率/s−1 全段平均应变率/s−1 η1 η2 1 C20 32.6 24.6 24.5 1.325 1.331 2 C20 44.2 34.4 31.9 1.285 1.386 3 C20 50.4 31.0 37.9 1.613 1.319 4 C20 51.2 28.6 45.1 2.182 1.384 5 C20 65.3 41.0 46.8 1.593 1.395 6 C20 77.2 55.1 54.9 1.401 1.406 7 C20 81.2 57.1 57.0 1.422 1.424 8 C45 37.3 23.9 25.8 1.561 1.446 9 C45 62.5 39.5 45.2 1.582 1.383 10 C45 70.3 51.4 51.5 1.368 1.365 11 C45 77.3 42.2 56.2 1.832 1.375 12 C45 80.7 60.1 62.5 1.343 1.291 13 C70 45.4 32.8 33.3 1.384 1.363 14 C70 53.6 38.7 41.8 1.385 1.282 15 C70 57.7 42.7 42.4 1.328 1.337 16 C70 69.4 56.1 50.2 1.237 1.382 17 C70 77.4 55.4 51.7 1.397 1.503 18 C70 87.1 60.1 65.6 1.449 1.328 19 C40 59.2 43.0 40.8 1.377 1.451 20 C40 66.8 33.0 49.5 2.024 1.349 21 C40 82.1 54.3 55.6 1.512 1.477 22 C40 (0.75%) 62.0 31.3 45.0 1.981 1.378 23 C40 (0.75%) 80.7 64.8 59.2 1.245 1.363 24 C40 (0.75%) 81.2 51.3 59.4 1.583 1.367 25 C40 (1.50%) 59.1 43.4 44.6 1.362 1.325 26 C40 (1.50%) 65.4 51.8 48.2 1.262 1.357 27 C40 (1.50%) 81.2 46.0 58.6 1.765 1.386 28 C40 (4.50%) 34.5 26.2 24.6 1.317 1.402 29 C40 (4.50%) 82.3 62.1 60.1 1.325 1.369 30 C40 (4.50%) 105.3 62.6 78.9 1.682 1.334 
图 6 恒应变率与半段（全段）平均应变率之比Figure 6. Constant strain rate versus average strain rate of half and whole-stage由此可以得到结论：对于恒应变率加载下的实验数据，其对应的应变率可以采用反射波平台段数值直接得到，也能够采用全段平均应变率乘以系数1.38来确定，并把全段平均应变率乘以系数1.38定义为等效应变率。由于把等效应变率确定为实验曲线所对应的应变率的方法是由恒应变率加载下的实验数据得到的，它对于非恒应变率加载下的实验数据是否适用还未进行有效验证。下面对非恒应变率加载下的实验数据采用该确定应变率的方法进行处理，得到该实验数据对应的等效应变率，并与相近数值恒应变率加载下的实验数据进行对比。图7为恒应变率和非恒应变率加载下的应力应变曲线的对比图，图中右上角为实验数据分别对应的应变率曲线的加载情况。
图 7 非恒应变率加载与相近恒应变率加载下的应力应变曲线对比Figure 7. Comparison of stress-strain curves under non-constant strain rate loading (NCSRL) and similar constant strain rate loading (CSRL)由图7可以看出，如果非恒应变率加载下的等效应变率和恒应变率加载下的恒应变率差相近，则两者对应的应力应变曲线重合度比较高。因此，采用全段平均应变率乘以系数1.38来表示实验数据所对应的等效应变率是完全可行的，并且该方法对于处理不同强度和不同钢纤维含量的混凝土材料在SHPB实验中的数据都适用。
5. 反射波时程曲线平台段较短的实验数据对应应变率的确定
目前，一般认为实验数据的反射波时程曲线存在平台段，即可认为是恒应变率加载，因此Wang等[28]把反射波时程曲线只有较短平台段的实验数据认为是恒应变率加载的。由于没有对平台段长度到底多长才算恒应变率的相关报道，因此把反射波时程曲线只存在较短平台段的实验数据认为是恒应变率加载的合理性还有待进步一考究。本文中结合前文所得到的方法，对反射波时程曲线只有较短平台段类型的数据进行处理，图8为C45混凝土某个反射波时程曲线只有较短平台段类型的一组实验数据的原始波形，其反射波时程曲线的平台段对应的应变率为72.6 s−1，而采用全段平均应变率乘以系数1.38得到的等效应变率为63.4 s−1。图9给出了C45混凝土5组恒应变率加载下的实验数据，与其进行对比。从图9可以看出，等效应变率为63.4 s−1的较短平台段类的应力应变曲线与恒应变率为62.5 s−1的实验数据重合度较好，与恒应变率为70.3 s−1的实验数据差异较大。因此，反射波时程曲线平台段较短的实验数据对应应变率不能直接采用平台段对应的应变率来表征，而应该采用本文中提出的全段平均应变率乘以系数1.38的等效应变率来表征。假如实验数据得到的反射波时程曲线平台段的长度不是太长，那么采用本文中所提的确定应变率的方法会更合理些。
图 9 C45混凝土在不同加载情况下的应力应变曲线对比Figure 9. Comparison of stress-strain curves of C45 concrete under different loading conditions6. 结 论
采用直径20 mm、厚度1.0～2.5 mm的黄铜材料作为波形整形器，针对不同强度（C20，C45，C70）和不同钢纤维含量（0%，0.75%，1.50%，4.50%）的
∅ 70 mm×35 mm混凝土材料进行了SHPB实验，得到以下结论。(1) 通过采用不同尺寸的黄铜材料作为波形整形器，能够得到低应变率下的恒应变率加载实验数据，但是很难得到高应变率下的恒应变率加载实验数据。
(2) 通过对实验得到的30组恒应变率加载下数据进行归纳总结，提出了混凝土类材料SHPB实验数据所对应的应变率可以采用全段平均应变率的1.38倍来表征的确定应变率的方法。
(3) 对比非恒应变率加载下的等效恒应变率和恒应变率加载下的恒应变率的数值相近的实验数据，由于其对应的应力应变曲线重合度非常高，从而表明采用本文中确定应变率的方法对于非恒应变率加载的实验数据是适用的。
(4) 反射波时程曲线平台段较短的实验数据不能视为恒应变率加载，其对应的应变率可以采用本文中确定应变率的方法来确定。
-
图 3 模拟油罐油气爆炸内场测点超压时序曲线
Figure 3. The time history of overpressure measurement points in the field of gasoline-air mixture explosion in simulated tank
图 4 内外场平均升压速率与初始油气体积分数的关系
Figure 4. Average overpressure rise rate in the internal and external fields at different initial volume fractions
图 5 不同初始体积分数的油气爆炸火焰传播图像
Figure 5. Images of flame propagation of gasoline-air mixture explosion at different initial volume fractions
图 6 不同点火位置油气爆炸罐内火焰传播图像
Figure 6. Images of flame propagation of gasoline-air mixture explosion inside the tank at different ignition locations
图 7 75%液位油气爆炸内外场最大超压峰值与初始油气体积分数的关系
Figure 7. The maximum overpressure peak in the internal and external field of gasoline-air mixture explosion with different initial volume fraction at 75% liquid level
图 8 100%液位油气爆炸内外场最大超压峰值与初始油气体积分数的关系
Figure 8. The maximum overpressure peak in the internal and external field of gasoline-air mixture explosion with different initial volume fraction at 100% liquid level
图 9 油气爆炸内外场最大超压峰值与油气混合物体积的关系
Figure 9. Relationship between the maximum overpressure peak in the internal and external field of gasoline-air mixture explosion and the volume of gasoline-air mixture
图 10 油罐外场最大超压峰值分布
Figure 10. Distribution of the maximum overpressure peak in the external field of the tank
图 11 不同液位外场最大超压峰值与比例距离的关系
Figure 11. Relationship between the maximum overpressure inside the tank and the scaled distance at different liquid levels
图 12 50%液位油罐油气爆炸内场测点超压时序曲线
Figure 12. Time series curve of overpressure inside tank of gasoline-air mixture explosion at 50% liquid level
图 13 油气爆炸油罐内场压力传播图
Figure 13. Pressure propagation diagram of gasoline-air mixture explosion inside tank
图 14 不同液位油气爆炸火焰传播图像
Figure 14. Images of flame propagation of gasoline-air mixture explosion at different liquid levels
表 1 不同初始体积分数下的油气爆炸内场超压参数
Table 1. Internal field overpressure parameters of gasoline-air mixture explosion at different initial volume fractions
φCH/% pin,max/kPa tin,max/ms (dp/dt)in,ave/(MPa·s−1) 0.9 20.37 212 0.10 1.1 26.71 103 0.26 1.4 27.02 70 0.39 1.6 27.86 69 0.40 1.7 31.59 68 0.46 1.8 27.44 90 0.31 2.0 24.67 115 0.22 2.3 22.98 194 0.12 2.6 20.26 462 0.04 
下载: 导出CSV
表 2 不同初始体积分数下油气爆炸罐内火焰强度最大峰值和形成时间
Table 2. Maximum peak flame intensity and time of formation in the tank at different initial volume fractions
φCH/% Imax/mV tmax/ms 0.9 14 483 1.1 69 238 1.4 190 175 1.6 137 184 1.7 107 188 1.8 70 238 2.0 97 313 2.3 162 485 2.6 161 798
下载: 导出CSV
表 3 不同点火位置的油气爆炸超压参数
Table 3. Overpressure parameters of gasoline-air mixture explosion at different ignition locations
点火位置 pin,max/kPa tin,max/ms (dp/dt)in,ave/(MPa·s−1) pext,max /kPa text,max/ms (dp/dt)ext,ave/(MPa·s−1) 上部点火 21.91 64 0.34 0.18 5 0.04 中部点火 22.60 64 0.35 0.27 9 0.03 下部点火 26.22 65 0.40 0.37 12 0.03 底部点火 31.59 68 0.47 0.53 10 0.05
下载: 导出CSV
表 4 不同液位下不同初始体积分数油气爆炸内外场最大超压峰值
Table 4. The maximum overpressure peak in the internal and external field of gasoline-air mixture explosion with different initial volume fraction at different liquid levels
φCH/% 75%液位 100%液位 pin, max/kPa pext, max /kPa pin, max/kPa pext, max /kPa 0.9 19.70 0.11 19.88 0.05 1.1 20.95 0.12 20.76 0.09 1.4 22.94 0.17 20.91 0.09 1.6 23.29 0.18 21.41 0.16 1.7 24.02 0.22 22.47 0.18 1.8 23.89 0.20 21.08 0.15 2.0 22.39 0.19 20.63 0.09 2.3 22.55 0.15 20.15 0.07 2.6 19.95 0.13 20.16 0.03
下载: 导出CSV
表 5 不同液位油气爆炸内场超压参数
Table 5. Overpressure parameters inside tank of gasoline-air mixture explosion at different liquid levels
液位/% pin,max/kPa tin,max/ms (dp/dt)in,ave/(MPa·s−1) 0 21.91 64 0.34 25 23.30 63 0.37 50 25.40 59 0.43 75 24.02 56 0.43 100 22.47 53 0.42
下载: 导出CSV
-
[1] COZZANI V, ANTONIONI G, SPADONI G. Quantitative assessment of domino scenarios by a GIS-based software tool [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2006, 19(5): 463–477. DOI: 10.1016/j.jlp.2005.11.007. [2] LANDUCCI G, GUBINELLI G, ANTONIONI G, et al. The assessment of the damage probability of storage tanks in domino events triggered by fire [J]. Accident Analysis & Prevention, 2009, 41(6): 1206–1215. DOI: 10.1016/j.aap.2008.05.006. [3] ATKINSON G, COLDRICK S, GANT S, et al. Flammable vapor cloud generation from overfilling tanks: learning the lessons from Buncefield [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, 35(5): 329–338. DOI: 10.1016/j.jlp.2014.11.011. [4] HERBERT I. The UK Buncefield incident–The view from a UK risk assessment engineer [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2010, 23(6): 913–920. DOI: 10.1016/j.jlp.2010.09.001. [5] RUI S, WANG C, LUO X, et al. Experimental study on the effects of ignition location and vent burst pressure on vented hydrogen-air deflagrations in a cubic vessel [J]. Fuel, 2020, 278(10): 118342. DOI: 10.1016/j.fuel.2020.118342. [6] LI P, HUANG P, LIU Z, et al. Experimental study on vented explosion overpressure of methane/air mixtures in manhole [J]. Journal of Hazardous Materials, 2019, 374(7): 349–355. DOI: 10.1016/j.jhazmat.2019.04.046. [7] 苏航, 蒋利桥, 曹海亮, 等. 微小空间内丙烷/空气火焰传播特性与加氢爆燃实验 [J]. 爆炸与冲击, 2018, 38(2): 381–389. DOI: 10.11883/bzycj-2016-0198.SU H, JIANG L Q, CAO H L, et al. Characteristics of propane/air flame propagation and propane/hydrogen/air detonation in a micro chamber [J]. Explosion and Shock Waves, 2018, 38(2): 381–389. DOI: 10.11883/bzycj-2016-0198. [8] 吴松林, 杜扬, 张培理, 等. 点火方式对受限空间油气爆燃规律的影响 [J]. 化工学报, 2016, 67(4): 1626–1632. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157.20150958.WU S L. DU Y, ZHANG P L, et al. Effect of ignition node on gasoline-air deflagration behavior in confined space [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2016, 67(4): 1626–1632. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157.20150958. [9] LI G Q, WU J, WANG S M, et al. Effects of gas concentration and obstacle location on overpressure and flame propagation characteristics of hydrocarbon fuel-air explosion in a semi-confined pipe [J]. Fuel, 2021, 285(9): 119268. DOI: 10.1016/j.fuel.2020.119268. [10] 李国庆, 杜扬, 齐圣, 等. 障碍物位置和油气浓度对油气泄压爆炸特性影响 [J]. 化工学报, 2018, 69(5): 2327–2336. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157.20171184.LI G Q, DU Y, QI S, et al. Effects of obstacle position and gas concentration on gasoline-air explosion venting [J]. CIESC Journal, 2018, 69(5): 2327–2336. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157.20171184. [11] WANG S M, YAN Z H, LI X D, et al. The venting explosion process of premixed fuel vapour and air in a half-open vessel: An analysis of the overpressure dynamic process and flame evolution behaviour [J]. Fuel, 2020, 268(5): 117508. [12] 李蒙, 杜扬, 李国庆, 等. 含90°直角弯管结构受限空间油气泄压爆炸实验与大涡模拟研究 [J]. 化工学报, 2018, 69(12): 5370–5378. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157.20180519.LI M, DU Y, LI G Q, et al. Experimental and large eddy simulation study on gasoline-air mixture explosions in semi-confined pipe with 90° right-angle bend [J]. CIESC Journal, 2018, 69(12): 5370–5378. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157.20180519. [13] 杜扬, 李蒙, 李国庆, 等. 含双侧分支结构受限空间油气泄压爆炸超压特性与火焰行为 [J]. 化工进展, 2018, 37(7): 2557–2564. DOI: 10.16085/j.issn.1000-6613.2017-2522.DU Y, LI M, LI G Q, et al. Effects of bilateral branches structure on characteristics of gasoline-air mixtures explosion overpressure and flame behavior in a semi-confined space [J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2018, 37(7): 2557–2564. DOI: 10.16085/j.issn.1000-6613.2017-2522. [14] 杜扬, 王世茂, 袁广强, 等. 含弱约束端面短管道油气爆炸特性实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2018, 38(2): 465–472. DOI: 10.11883/bzycj-2015-0242.DU Y, WANG S M, YUAN G Q, et al. Experimental study of fuel-air mixture explosion characteristics in the short pipe containing weakly confined face at the end [J]. Explosion and Shock Waves, 2018, 38(2): 465–472. DOI: 10.11883/bzycj-2015-0242. [15] WANG S M, WU D J, GUO H, et al. Effects of concentration, temperature, ignition energy and relative humidity on the overpressure transients of fuel-air explosion in a medium-scale fuel tank [J]. Fuel, 2020, 259(1): 116265.1–116265.8. DOI: 10.1016/j.fuel.2019.116265. [16] CAI Y X, JIANG X S, WANG S M, et al. Experimental study on explosion overpressure and flame propagation characteristics of simulated vertical dome oil tank [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2022, 76: 104752. DOI: 10.1016/j.jlp.2022.104752. [17] 刘洪涛, 陈志莉, 胡潭高, 等. 油料池火焰红外光谱特性分析研究 [J]. 光谱学与光谱分析, 2016, 36(10): 3442–3448. DOI: 10.3964/j.issn.1000-0593(2016)10-3442-07.LIU H T, CHEN Z L, HU T G, et al. Analytic study on the characteristics of infrared spectrum of oil pool flame [J]. Spectroscopy and Spectral Analysis, 2016, 36(10): 3442–3448. DOI: 10.3964/j.issn.1000-0593(2016)10-3442-07. [18] 蒋新生, 徐建楠, 冯军, 等. 汽油着火初期光谱特征及燃烧动力学分析 [J]. 发光学报, 2018, 39(11): 1639–1645. DOI: 10.3788/fgxb20183911.1639.JIANG X S, XU J N, FENG J, et al. Flame spectral characteristics and analysis of combustion kinetics at initial stage of gasoline fire [J]. Chinese Journal of Luminescence, 2018, 39(11): 1639–1645. DOI: 10.3788/fgxb20183911.1639. [19] ZHANG P L, WANG J, LIANG J J, et al. Explosions of gasoline vapor/air mixture in closed vessels with different shapes and sizes [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2018, 57: 327–334. DOI: 10.1016/j.jlp.2018.12.010. [20] 段晓瑜, 崔庆忠, 郭学永, 等. 炸药在空气中爆炸冲击波的地面反射超压实验研究 [J]. 兵工学报, 2016, 37(12): 2277–2283. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2016.12.013.DUAN X Y, CUI Q Z, GUO X Y, et al. Experimental investigation of ground reflected overpressure of shock wave in air blast [J]. Acta Armamentarii, 2016, 37(12): 2277–2283. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2016.12.013. [21] ZHOU Z Q, NIE J X, OU Z C, et al. Effects of the aluminum content on the shock wave pressure and the acceleration ability of RDX-based aluminized explosives [J]. Journal of Applied Physics, 2014, 116(14): 113–33305. DOI: 10.1063/1.4897658. [22] DISIMILE P J, DAVIS J, TOY N. Mitigation of shock waves within a liquid filled tank [J]. International Journal of Impact Engineering, 2011, 38: 61–72. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2010.10.006. [23] 徐海斌, 张德志, 秦学军, 等. 炸药周围水层对空气冲击波反射超压影响的实验研究 [J]. 兵工学报, 2014, 35(7): 1027–1031. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2014.07.014.XU H B, ZHANG D Z, QIN X J, et al. An investigation on mitigation effect of water surrounding an explosive on reflected overpressure of shock wave [J]. Acta Armamentarii, 2014, 35(7): 1027–1031. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2014.07.014. [24] 杨亚东, 李向东, 王晓鸣. 长方体密闭结构内爆炸冲击波传播与叠加分析模型 [J]. 兵工学报, 2016, 37(8): 1449–1455. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2016.08.016.YANG Y D, LI X D, WANG X M. An analytical model for propagation and superposition of internal explosion shockwaves in closed cuboid structure [J]. Acta Armamentarii, 2016, 37(8): 1449–1455. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2016.08.016. [25] 刘小龙, 黄建国, 雷开卓. 水下等离子体声源的冲击波负压特性 [J]. 物理学报, 2013, 62(20): 1–7. DOI: 10.7498/aps.62.204301.LIU X L, HUANG J G, LEI K Z. Shock wave negative pressure characteristics of underwater plasma sound source [J]. Acta Physica Sinica, 2013, 62(20): 1–7. DOI: 10.7498/aps.62.204301. [26] 陈先锋. 丙烷—空气预混火焰微观结构及加速传播过程中的动力学研究[D]. 合肥: 中国科学技术大学, 2007.CHEN X F. Study on fine flame structure behavior and flame accelerating mechanism of premixed propane-air[D]. Hefei: University of Science and Technology China, 2007. [27] WU F, JOMAAS G, LAW C K. An experimental investigation on self-acceleration of cellular spherical flames [J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2013, 34(1): 937–945. DOI: 10.1016/j.proci.2012.05.068. [28] WEI S, YU M, PEI B, et al. Suppression of CO2 and H2O on the cellular instability of premixed methane/air flame [J]. Fuel, 2020, 264(9): 116862. DOI: 10.1016/j.fuel.2019.116862. [29] XIAO H H, MAKAROV D, SUN J, et al. Experimental and numerical investigation of premixed flame propagation with distorted tulip shape in a closed duct [J]. Combustion and Flame, 2012, 159(4): 1523–38. DOI: 10.1016/j.combustflame.2011.12.003. [30] LI Y C, BI M, GAO W. Theoretical pressure prediction of confined hydrogen explosion considering flame instabilities [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2019, 57(1): 320–326. DOI: 10.1016/j.jlp.2019.01.001. 期刊类型引用(9)
1. 姚华彦, 费星宇, 王旭洋, 叶中豹, 张永亮. 玄武岩纤维沥青混合料动态力学性能试验研究. 防护工程. 2025(03) 
百度学术2. 魏俊，廖华林，梁红军，李宁，高富成，张端瑞，陈龙，冯惠. 三向应力下砾岩的动力学特性及能耗分析. 中国石油大学学报(自然科学版). 2023(04): 102-110 . 百度学术3. 张仲昊，汪维，张国凯，王振，吴汩. 不同高温作用后混凝土劣化损伤性能. 兵工学报. 2023(S1): 152-159 . 百度学术4. 赵行之，宗琦，吕闹，汪海波. 冲击荷载作用下橡胶混凝土动态力学性能研究. 河南科技. 2022(13): 73-79 . 百度学术5. 文彦博，黄瑞源，李平，马剑，肖凯涛. 高温高应变率下混凝土材料的损伤演化方程. 高压物理学报. 2021(02): 54-63 . 百度学术6. 陈振富，叶涛，陶秋旺，吴文涛，倪康，唐寿康. 掺铅锌尾矿砂混凝土动态劈拉性能试验研究. 混凝土与水泥制品. 2021(09): 86-90 . 百度学术7. 谢立栋，东兆星，姜慧，朱炯，齐燕军. 早龄期混凝土动强度应变率系数的统计方法. 兵工学报. 2021(S1): 159-166 . 百度学术8. 龙旭，毛明晖，卢昶衡，苏天雄，贾冯睿. 基于人工神经网络的混凝土类材料SHPB动态压缩性能预测. 南京航空航天大学学报. 2021(05): 789-800 . 百度学术9. 王明俊，梁永威，杨飞，冯万辉. 某隧道地基岩体的应变率效应研究. 路基工程. 2021(05): 148-152 . 百度学术其他类型引用(13)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 713
- HTML全文浏览量: 248
- PDF下载量: 77
- 被引次数: 22