实现碳达峰、碳中和是顺应绿色发展的时代潮流，是推动经济社会高质量发展、可持续发展的必由之路^[1]。“双碳”目标的提出与实现，已成为经济社会的统一共识，同时标志着我国进入减污降碳、协同增效的高质量发展阶段^[2-3]。然而，当前部分高碳排放能源产出方式无法满足绿色低碳生态理念，经济与民生发展急需加快发展“达标”能源。甲烷作为一种清洁能源，因其燃烧热值高、绿色环保、应用广泛等优点，已逐步在国民生活中扮演重要角色^[4]。然而伴随城市不断升级发展，城镇化进程不断推进，目前繁杂交错的天然气管路及加气站已被迫处于城区主要街道甚至是城市商业或居住人群密集区域。天然气一旦发生泄漏，极易发生燃爆甚至爆炸事故，给城市安全带来了极大的危险。因此，以降低爆炸的破坏程度、减小被保护目标的损伤为目的的阻隔爆技术一直是研究热点，对阻隔爆材料吸能特性的研究也迅猛发展。然而，气体爆炸不同于常规的TNT或液体燃料爆炸，阻隔爆材料的吸能特性在气体爆炸条件下的变化较复杂。因此，针对阻隔爆材料在甲烷-空气混合气体爆炸荷载下的吸能特性开展系统研究，对于阻隔爆技术的推广应用具有重要的理论价值和实际意义。

学者们针对气体爆炸特性进行了大量研究，并取得了重要进展。林柏泉等^[5-6]研究了瓦斯爆炸过程中的动力学特征参数及其影响，指出了火焰与超压、火焰与爆炸波之间的相互关系，提出冲击波超压与火焰波变化正相关。曲志明等^[7]分析了最大爆炸冲击波超压的衰减规律，并通过全尺寸巷道瓦斯爆炸实验对利用理论分析推导出的超压与距离的关系式进行了验证。陈先锋等^[8]通过实验，研究了管道内瓦斯爆炸火焰的动力学行为及其对火焰阵面结构的影响规律，提出压力波直接影响火焰表观速度，湍流强度增大使火焰阵面结构发生失稳变形。江丙友等^[9]发现瓦斯爆炸火焰传播过程近似于匀加速直线运动过程，随着管道长度不断增大，火焰瞬时速度呈不同阶段变化。朱传杰等^[10-11]采用数值模拟的方法，研究了开口型和闭口型系统内爆炸波前瞬态流速与爆炸超压的定量耦合关系。罗振敏等^[12-13]结合气体爆炸传播机理，采用FLACS软件，分析了惰性气体和泄压点火不同端等条件下的甲烷燃烧爆炸特性，观察了爆炸压力、火焰锋面速度和气体运动速度的变化规律。董铭鑫等^[14] 发现通风管网内火焰波传播的复杂性源于瓦斯爆炸过程中冲击波、通风动力和火焰波等多因素的耦合作用。王金贵等^[15]开展了不同泄爆面积条件下甲烷-空气预混气体泄爆实验，结合振动加速度、内部超压、火焰演化和信号频率-时间分布等探究了泄爆面积对容器结构响应的影响特征及机制。陈昊等^[16]发现靠近泄爆口和管道中心的最大内部超压随破膜压力呈线性增大，近底部最大压力随破膜压力呈非线性递增。

针对气体爆炸过程中爆炸冲击波超压、火焰传播和温度变化规律等方面所获得的研究成果，对深入开展甲烷-空气混合气体爆炸特性研究具有重要的理论意义。另外，对阻隔爆材料的研究也获得了诸多学者的重点关注。多孔材料具有开孔率大、耐高温、比强度高、比表面积大和抗冲击强等特点^[17]，是一种理想的阻隔材料，其吸能特性作为研究阻隔爆材料防爆性能的重要指标，已被学者们从材质选择、内部空隙结构设计、压力泄放规律和火焰淬熄机理等方面开展了系列研究。温小萍等^[18]对不同火焰初始速度和狭缝间距的瓦斯爆燃火焰动态传播规律及淬熄特性进行了数值模拟，发现淬熄距离与火焰初始速度及狭缝间距有关。丁圆圆等^[19]采用多孔材料的细观有限元模型进行了Taylor冲击虚拟实验，探讨了动态吸能性能对材料相对密度和冲击速度的依赖性。段玉龙等^[20]和Duan^[21]提出了多孔材料的固相结构能降低压力的泄放效率，同时多孔结构可延长层流火焰的传播时间，爆炸火焰接触多孔材料时发生淬熄，材料厚度对火焰锋面速度的影响效果相比于材料放置位置的影响更明显。程方明等^[22-23]研究了半封闭管道中不同位置设置多孔障碍物对可燃气体爆炸火焰传播的影响，发现火焰受多孔障碍物约束作用显著。袁必和等^[24]试验研究了多孔聚丙烯复合材料的内径、填充位置和填充长度等参数影响瓦斯爆炸压力的机制，发现改变材料内径、填充位置和填充长度等因素均会对多孔材料的抑爆性能产生显著影响。周辉等^[25]开展了成层式防护结构中分散层的结构及物性参数对其防护效能的影响研究，对比分析了不同结构型式分散层的防护效能，为吸能材料的结构设计提供了参考。陆明飞等^[26]基于阻火单元内部温度和化学反应速率的瞬态特征，分析了火焰淬熄机理并提出了壁面温度对淬熄具有重要影响。魏春荣等^[27]通过实验发现多孔泡沫铁镍金属压力衰减和阻火效果优于金属丝网和泡沫陶瓷，损坏程度明显降低且对火焰的衰减效果得到增强。程方明等^[28]通过实验和三维数值模拟，研究了安装金属丝网的管道内火焰的传播特性以及流场、温度场的变化，发现金属丝网的目数会影响热量在金属丝网层中的扩散。Nie等^[29]发现金属丝网可以加速火焰的传播，但火焰的能量会在其穿过金属网格的过程中产生消耗，因此金属丝网可有效减少瓦斯爆炸造成的损伤。Duan等^[30]对多孔介质的孔隙直径和孔壁厚度进行了研究，发现孔隙直径和孔壁厚度影响甲烷爆炸超压及火焰淬火结果。Cetin等^[31]研究了晶格结构对阻隔材料能量吸收性能的影响，并提出了2种不同类型的晶格结构，利用有限元模型进行了验证。Santosa等^[32]通过改变爆炸载荷与泡沫金属夹芯板的冲击距离，来研究不同厚度、材料和体密度的泡沫金属夹芯板的阻隔爆性能。

综上所述，现有研究多聚焦于多孔材料内部结构设计和吸能机理方面，针对阻隔爆材料表面结构的变化对其吸能性能的影响有待于进一步研究。为此，在前期开展锯齿结构迎爆面阻隔爆材料吸能性能实验研究^[33]的基础上，基于自主搭建的气体爆炸管网实验平台，开展甲烷-空气混合气体爆炸荷载下的吸能特性测定实验，测定在采用不同波纹结构迎爆面阻隔爆材料的条件下，爆炸冲击波超压、火焰传播速度、火焰温度等随时间和空间的变化，探究异构迎爆面阻隔爆材料的吸能特性，以期该研究成果可为工程防爆设计提供参考。

1.   实　验

1.1   材料

如图1所示，所采用的实验材料为泡沫铁镍金属，该泡沫金属的孔隙密度为30 PPI (pores per inch)，体密度为0.4～0.5 g/cm³，抗拉强度不低于50 MPa，抗压强度不低于 250 kPa。在实验材料厚度为15 mm的前提下，以半径为5 mm的半圆弧为基础波形对材料进行改造，依据迎爆面波纹形状分为凸面波纹结构迎爆面、凹面波纹结构迎爆面和凹凸连续波纹结构迎爆面。

图  1  实验材料

Figure  1.  Experimental materials

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1.2   设备

如图2所示，实验系统依次由配气系统、点火系统、爆炸腔体、爆炸扩散管路、材料夹持器和数据采集系统等6个主要部分组成^[33]。配气系统主要设备由真空泵、真空阀、进气阀和气瓶组成；点火系统位于爆炸腔体左侧，点火电源采用300 VA电压互感器，电极间距为3 mm，放电时间为500 ms，点火能量为440 J；爆炸腔体为长度1 600 mm、外径300 mm的空心柱体，容积为109 dm³，右端由直径为300 mm、厚度为40 mm的圆形钢板焊接密封，在圆形钢板中心处留有直径118 mm的圆孔与爆炸扩散管路进行连接，连接处装有厚度为0.3 mm、破膜压力为90 kPa的聚四氟乙烯薄膜进行夹持封闭，夹持器边缘由橡胶圈进行密封，确保爆炸腔体爆炸实验前密封性。爆炸扩散管路由3段单管内径118 mm、长度2200 mm的空心钢管拼接而成，放置泡沫金属的材料夹持器位于第2~3节爆炸扩散管路连接处，爆炸扩散管路总长度为6600 mm，整套实验系统总长度约为8 700 mm。

图  2  实验系统^[33]

Figure  2.  Experimental system^[33]

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沿爆炸腔体及扩散管路在不同位置依次安装编号为P1～P6的压力传感器、编号为F1～F6的火焰传感器和编号为T1～T3的温度传感器。实验中火焰传感器、压力传感器和温度传感器均由成都泰斯特公司生产，火焰传感器型号为国产CKG100，响应光谱为450～980 nm；压力传感器型号为国产CT100T，量程为0～2 MPa；温度传感器型号为国产C2快响应温度热电偶，传感器量程为0～2 500 ℃；以上传感器的响应时间均小于100 μs。数据采集采用成都泰斯特公司TST6300数据采集系统，采集对象为爆炸超压、火焰传播速度和火焰温度3种参数，数据采样频率为100 kHz，采集方式为内触发，记录时间从触发点火开始，整个记录过程小于2 s。

1.3   方案

常温常压条件下（初始温度为298 K，初始压力为一个大气压），实验前需清理爆炸腔体和爆炸扩散管路等设备，使用聚四氟乙烯薄膜通过隔爆膜夹持器将爆炸腔体与爆炸扩散管路连接，隔爆膜夹持器两侧安装密封胶圈对夹持器及前后管路进行密闭。泡沫金属通过材料夹持器安装于第2~3节爆炸扩散管路交接处，安装密封胶圈确保密闭。利用真空泵抽出爆炸腔体内部分空气，使腔体内部形成负压状态后加入纯度99.99%的甲烷气体，本实验中采用负压配气方式，配制爆炸腔体甲烷-空气混合气（甲烷体积分数为9.5%，空气体积分数为90.5%）。根据道尔顿分压定律，在绝对压力100 kPa（表压0 kPa）的气体中充入纯甲烷气体，当混合气绝对压力达到109.450 kPa（表压9.45 kPa）时，甲烷体积分数约为9.5%；具体通气时间与送气流量相关，以压力表读数达到9.450 kPa为准。静置15 min，使甲烷-空气预混气体充分混合，通过控制室点火系统进行远距离充能及点火操作。

实验分平面迎爆面、凸面波纹结构迎爆面、凹面波纹结构迎爆面、凹凸连续波纹结构迎爆面4种工况，每种工况实验至少重复3次。另外，为检测实验平台工作稳定性和提升各工况数据对比效果，增设未放置阻隔爆材料的空管实验。以上实验开始后，各测点传感器数据通过数据采集系统记录并形成实验数据。

如表1所示，各工况实验中基础材料厚度均为15 mm，其中实验1中材料迎爆面未经处理，为平面结构迎爆面，其他3种工况分别对迎爆面进行了结构改进。

表  1  实验材料迎爆面设计参数

Table  1.  Design parameters of explosion-resistant material surface against explosion

实验	波纹结构	实验材料	体密度/(g·cm−3)	波纹峰高/mm	基材厚度/mm
1	平面	泡沫铁镍	0.5		15
2	凸面	泡沫铁镍	0.5	5	15+5
3	凹面	泡沫铁镍	0.5	5	15−5
4	凹凸连续	泡沫铁镍	0.5	5	15+5

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2.   结果分析

2.1   爆炸超压变化规律

研究表明，爆炸冲击波超压的变化规律受传播距离、通道横断面积、障碍物等多种因素影响^[7]。图3给出了不同工况爆炸冲击波超压-距离变化趋势，阻隔爆材料处于压力传感器P5和P6的中间。

图  3  不同工况爆炸冲击波超压随传播距离的变化

Figure  3.  Variation of explosive overpressure with propagation distance under different experimental conditions

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由图3可见，随着爆炸冲击波沿爆炸扩散管路向前运动，爆炸冲击波超压呈缓慢上升趋势，冲击波前锋遇到阻隔爆材料阻挡发生反射，与冲击波作用于管壁反射共同使得冲击波超压在狭窄空间内迅速且较大幅度上升^[34]，表现为位于阻隔爆材料前端的压力传感器P5的数值突然升高。实验1中爆炸冲击波超压提升幅度最大，实验2～4中爆炸冲击波超压提升幅度较大且数值接近。这是由于实验1中材料迎爆面为平面，冲击波压力加载后直接发生反射耦合作用^[22]，使得压力传感器P5的数值迅速提升，而实验2～4中材料迎爆面进行了表面异构处理，波纹结构迎爆面对爆炸冲击波起到了良好的吸能作用，有效吸收冲击波能量，降低阻隔爆材料前端所发生的超压幅值，从而减小阻隔爆材料前端爆炸压力的升高。空管实验中，材料夹持器中未安装阻隔爆材料，爆炸冲击波继续沿扩散管路运动，压力略有提升，爆炸冲击波通过阻隔爆材料夹持器附近时，受到夹持器设备内部构造影响，导致夹持器附近湍流现象剧烈，爆炸压力开始呈快速增长趋势，这个结论与上面原因分析吻合^[5,23]。

2.2   爆炸超压阻隔效果

阻隔爆材料对爆炸超压的阻滞效果可通过超压衰减率$\zeta$（即阻隔爆材料对最大超压的消减控制能力）和超压下降速率${\rm{d}}p/{\rm{d}}t$进行对比分析：

式中：p_max为阻隔爆材料前端管道内出现的最大超压，p_i为爆炸条件下阻隔爆材料后端的最大爆炸超压，Δp为阻隔爆材料前后两端爆炸压差，Δt为传感器检测信号时间差。

表2为不同工况下超压衰减率及超压下降速率的对比。通过式(1)得出不同阻隔爆材料的超压衰减率$\zeta$，可以发现实验2～4中的超压衰减率非常接近，并明显高于实验1中的，说明波纹结构迎爆面阻隔爆材料对爆炸超压的阻滞效果优于平面迎爆面材料。在前期开展的锯齿结构迎爆面材料阻隔爆性能实验研究^[33]的基础上，得到了同材质、同尺寸，锯齿结构迎爆面阻隔爆材料的超压衰减率平均值（74%）和超压下降速率平均值（37.150 MPa/s）。2种结构的超压衰减率差异较大，可能是由于锯齿结构迎爆面阻隔爆材料在受到爆炸冲击波冲击后，锯齿表面受到应力沿夹角斜边向夹角方向运动，导致应力集中于夹角顶点，引起材料发生巨大变形甚至破裂^[35]。波纹结构迎爆面阻隔爆材料在受到爆炸冲击波冲击后，其表面为圆滑曲面，减少了集中应力点的产生条件，且表面增大也利于冲击波超压的分散吸收，3种工况均未发生大的形变也验证了上述推论。

表  2  不同工况下超压衰减率和超压下降速率的对比

Table  2.  Comparison of overpressure decay ratios and overpressure decrease rates under different experimental conditions

实验	pmax/MPa	pi/MPa	$\zeta$/%	(dp/dt)/(MPa·s−1)
1	0.828	0.446	46.13	20.870
2	0.704	0.021	97.01	39.140
3	0.659	0.019	97.11	35.380
4	0.688	0.020	97.00	41.750

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结合图3和表2数据分析可以看出，实验2～4中超压下降速率平均值与锯齿结构迎爆面阻隔爆材料的超压下降速率平均值接近，说明相同材质、相同生产工艺条件下，阻隔爆材料对一定能量范围内的冲击波超压消减控制能力相近，表面结构的一般差异并不能对当前能量范围内的爆炸冲击波超压消减产生显著变化。

分析锯齿结构迎爆面和波纹结构迎爆面阻隔爆材料受冲击波冲击的结果发现，锯齿结构迎爆面阻隔爆材料均出现了大面积损伤或直接破碎^[33]，而波纹结构迎爆面阻隔爆材料均只发生了较小应变。上述实验结果说明，在当前能量范围内，阻隔爆材料对应力应变反应剧烈，表面结构设计对阻隔爆材料坚固性能影响更突出。

2.3   火焰传播阻隔效果

爆炸腔体内的甲烷-空气混合气体被点燃后，燃烧产物迅速膨胀，在火焰阵面前形成冲击波，并压缩未反应的混合物，火焰传播越快，冲击波超压越大，引起的破坏效应就可能越大^[5]。泡沫金属自身具备的多孔结构，使火焰阵面通过多孔结构时开始发生褶皱，在狭小空间内迅速发生火焰回流，在冲击波能量继续推进下，多孔材料将火焰分割成多股细小火焰团簇，随着火焰团簇的继续向前运动，会不断分割连续火焰产生更多细小火焰团簇^[21]，在火焰相互扰动、湍流加剧和壁面反射等耦合作用下，火焰传播速度呈快速上升后迅速下降趋势^[22,24]。

图4为不同测点火焰传播速度变化柱状图。4种工况下，火焰传播速度均由17 m/s左右迅速提升至185 m/s，并逐步提升至220 m/s。火焰阵面遇到阻隔爆材料后，火焰传播速度会在阻隔爆材料的动、热等内能转化作用下，迫使速度呈快速下降趋势，火焰传播速度受冲击波超压影响产生变化^[8]。

图  4  各工况不同测点火焰传播速度变化

Figure  4.  Variations of flame propagation velocities obtained by different flame sensors under different experimental conditions

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火焰传播速度的阻滞效果可通过火焰传播速度衰减率进行对比：

式中：μ为泡沫金属前后火焰传播速度衰减率，Δv为泡沫金属前后火焰传播速度差，v_max为泡沫金属迎爆面前端火焰最大传播速度。

从图4可以看出，实验1在阻隔爆材料前端火焰传播速度上升幅度较大，火焰传播速度达到289.730 m/s，在通过阻隔爆材料后火焰传播速度迅速下降到237.760 m/s，前后相差51.970 m/s，衰减率μ₁为17.93%；实验2～4火焰传播速度仍然较接近，阻隔爆材料前火焰传播速度分别为275.520、277.310和281.540 m/s，通过阻隔爆材料后火焰传播速度迅速下降到147.790、151.640和154.390 m/s，前后相差分别为127.730、125.670和127.150 m/s，与实验1结果相比较，降幅更明显，衰减率μ₂为46.35%、μ₃为45.31%和μ₄为45.16%。通过比较4种工况火焰传播速度衰减率可知，实验2～4材料具有显著的火焰阻滞作用，且性能明显优于实验1材料。这可能是由于实验2～4材料较实验1材料具有更明显的迎爆面表面积增大^[22]。

2.4   火焰温度变化和熄爆参数

本实验中，热交换的主要形式为阻隔爆材料夹持位置及扩散管路的热传导，泡沫金属孔隙内气体的热传导及孔内气体的对流换热，扩散管路的热辐射等。而泡沫金属具有质轻、比表面积大及热导率高等优势，具有良好的热传导及热吸收性能，可迅速传导、吸收爆炸冲击波及火焰的绝大部分能量。图5为不同迎爆面阻隔爆材料前后端火焰温度-距离数据。由图5可知，火焰温度先升高后急速下降。这是因为，在遇到阻隔爆材料后火焰温度达到最大值，阻隔爆材料的快速吸能使其后端火焰温度骤降。实验1、3～4中阻隔爆材料前后温差接近，实验3中阻隔爆材料前后温差最大，达到1 340.865 ℃，说明实验3中的阻隔爆材料具有更强的热吸收性能。实验2中阻隔爆材料前后温差为1 059.338 ℃，吸能效果低于实验3的。分析发现，实验2～3中阻隔爆材料后端温度均下降到230 ℃左右，实验3中阻隔爆材料前端最高温度达到1 569.337 ℃，而实验2中阻隔爆材料前端在相同条件下最高温度为1 298.388 ℃，说明实验2中阻隔爆材料在进行热吸收的同时，具有更小的材料前端升温极值，其吸能性能更加适用于对保护目标的保护。

图  5  不同迎爆面阻隔爆材料前后端火焰温度-距离变化

Figure  5.  Variations of flame temperature with distancefor different structures

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为了更加精确地表述火焰温度变化情况，这里引入火焰温度衰减率和熄爆参数2个物理量。火焰温度衰减率定义为：

式中：${T}_{{\rm{f}},\max}$为实验材料前端的最高温度；${T}_{{\rm{i}},\max}$为实验材料后端的最高温度；η为火焰温度衰减率，即材料对最大温度的消减控制能力。

实验材料的整体防护效果可通过熄爆参数进行对比：

式中：θ为熄爆参数，T为火焰温度，p为爆炸超压。

表3中给出了各工况下温度变化数据及对应火焰温度衰减率和熄爆参数，θ₁为阻隔爆材料前端熄爆参数，θ₂为阻隔爆材料后端熄爆参数。由表3可知，实验1～4中火焰温度衰减率分别为70.47%、81.59%、85.44%和79.76%，说明放置阻隔爆材料能够有效降低被保护目标受到火焰波及温度影响。实验2～4中波纹结构阻隔爆材料对火焰温度的衰减率较实验1中平面阻隔爆材料有明显提升。这是因为，对平面阻隔爆材料进行波纹表面改进，增大了表面积，加之本身为多孔开口结构，使得受到爆炸冲击波影响后单位时间内，超压冲击波、火焰波及能量与阻隔爆材料的接触面积、空间均增大^[22]，内能转换更快速进行，同时孔隙内的热传导及对流换热也更加剧烈，最终表现为火焰温度衰减率的提升。

表  3  不同表面结构阻隔爆材料的火焰温度衰减率和熄爆参数

Table  3.  Flame temperature attenuation ratios and quenching parameters for explosion resistant material with different surface structures

实验	T/℃			温度差/℃	η/%	θ1/(MPa·℃)	θ2/(MPa·℃)
	T1	T2	T3
空管	905.661	1157.003	750.996	406.007	35.09	585.443	793.802
1	1127.768	1450.525	428.283	1252.242	70.47	1201.034	191.014
2	1010.970	1298.388	239.050	1059.338	81.59	920.701	5.375
3	1120.109	1569.337	228.472	1340.865	85.44	1034.193	4.340
4	1150.744	1505.753	304.629	1201.124	79.76	1035.958	6.092

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图6中给出了不同表面结构阻隔爆材料前后端熄爆参数数据。根据熄爆参数的定量评估结果，当爆炸超压超过0.650 MPa时，气体爆炸会完全破坏巷道设备，火焰温度超过595℃时，瓦斯会被火源引爆。通过计算得出，当熄爆参数低于390 MPa·℃时，人与设备处于相对安全界限内，并且熄爆参数越低则表明防护效果越好^[27]。本实验中，除空管实验外，其他4种工况均取得了良好效果，实验1材料后端熄爆参数降为191.010 MPa·℃，已经符合安全界限要求，实验2～4材料后端熄爆参数远低于安全界限要求，低于锯齿结构迎爆面阻隔爆材料熄爆参数平均值（17.680 MPa·℃）。

图  6  不同表面结构阻隔爆材料前后端的熄爆参数

Figure  6.  Quenching parameters of front and back ends for explosion-resistant materials with different surface structures

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2.5   波纹结构迎爆面阻隔爆效果

通过实验研究可知，与平面迎爆面阻隔爆材料相比，改造表面结构后的阻隔爆材料表现出了更优异的吸能性能。锯齿形和波纹形结构迎爆面阻隔爆材料放置在被保护目标前端时，在爆炸冲击波超压、火焰传播速度和温度三方面均得到了理想吸能效果。对迎爆面进行改造后，受力面积增大，能量在阻隔爆材料中传递距离增大、范围增加，使得能量传递、转化、吸收的响应时间增长，表现出了更加优异的阻隔爆效果，吸能性能提升。

另外，对比锯齿结构迎爆面阻隔爆材料的阻隔爆性能实验结果，波纹结构迎爆面阻隔爆材料具有更加稳固的抗冲击能力。前期张保勇等设计并选用的锯齿结构迎爆面阻隔爆材料^[33]，实验后均出现了不同程度的破损或大面积损毁，而波纹结构迎爆面阻隔爆材料在相同爆炸荷载条件下，均只在应力方向上发生轻微变形，忽略实验耗材对其表面造成的轻微损坏，实验后材料整体性较完备。

结合对V形缺口集中应力的相关研究^[35]可知，随着爆炸冲击波超压和火焰沿阻隔爆材料垂直方向的运动，迎爆面最先接触冲击波前锋面，锯齿形表面在分割冲击波前锋面的同时，会沿锯齿夹角方向形成应力集中区域，夹角顶点处形成集中应力点。实验证明，锯齿底部角度越大，即在锯齿边缘两端的过渡半径越大，在该区域范围内的应力集中系数也会相应增大，从而造成更多的应力在锯齿底部聚集。集中应力点处所受应力的不断叠加，导致材料变形或损毁。在波纹形表面充分增大迎爆面面积和增加受力路径的前提下，采用曲面处理方式，最大程度减少了集中应力区域和集中应力点的产生，减少了构建破坏点的触发条件，提升了阻隔爆材料的坚固程度。

3.   结　论

在前期开展的锯齿结构材料吸能特性实验^[33]的基础上，采用自主搭建的气体爆炸管网实验平台，以3种波纹结构迎爆面（凸面型、凹面型和凹凸连续型）泡沫金属材料为研究对象，开展了甲烷-空气混合气体爆炸荷载下的吸能特性测定实验，结合爆炸冲击波超压、火焰传播速度和温度变化随时间-空间分布等特征，探究了波纹结构迎爆面对阻隔爆材料吸能特性的影响，结论如下。

(1)波纹结构迎爆面阻隔爆材料均具有良好的吸能特性，波纹结构阻隔爆材料的吸能性能优于锯齿形结构，且明显优于平面结构。

(2) 在本文实验条件下，3种波纹结构迎爆面阻隔爆材料各项实验结果接近，且与爆炸超压的变化趋势相同。

(3)波纹结构迎爆面阻隔爆材料在实验后，仅在应力方向上发生轻微变化，材料完整性良好。与锯齿结构相比，波纹结构减少了集中应力区域特别是集中应力点，同时增加了冲击波在阻隔爆材料内部的能量转化响应时间，使得波纹结构材料在满足刚性要求的前提下，极大地提升了吸能性能，防止在阻隔爆材料前端发生剧烈波动，提高防护效果。