火炸药爆炸事故很多是由初期的燃烧得不到有效控制引起^[1-3]。抑爆技术能在火炸药燃烧初期有效扼制此类事故，同时也能使火炸药爆炸冲击波强度得到有效降低。由于火炸药燃爆不需要外界氧气参与，所以惰性气体和惰性粉尘不适用于此类爆炸品的抑爆。而水介质由于抑爆机理不同于惰性气体和粉尘，因此可以起到有效的抑爆作用。目前火炸药工房中铺设的消防雨淋系统等是通过喷水进行灭火^[4-5]，存在一定的不适用性，不能直接用于火炸药爆炸抑制。

Keenan等^[6]在弹药库房外围设置雨淋水围挡，以研究水对弹药爆炸压力峰值及比冲影响，研究表明，雨淋能够将爆炸后超压峰值降低25%以上，爆炸比冲量也能有效被降低。Marchand等^[7]也在给定质量的TNT炸药周围设置雨淋水，对比雨淋对爆炸冲击波压力衰减影响，实验发现增设雨淋后，炸药爆炸冲击波压力由2.46 MPa降为1.703 MPa。Shin等^[8]利用数值模拟方法研究了水膜对TNT炸药爆炸冲击波衰减的影响，研究结果表明，水膜延迟了冲击波前锋的传播，降低了初始峰值压力，TNT爆炸峰值压力随水膜厚度增加而减小。Buzukov^[9]研究发现使用导爆索爆炸抛撒水形成的水膜具有较佳的防护性能，使用爆炸冲击波等效药量衡量，防护效果相当于减少药量90%。Tomotaka等^[10]设计了一根长330 mm，横截面30 mm×30 mm的半封闭实验管道，研究大体积水对炸药爆炸冲击波衰减影响，结果显示，大体积水能吸收33%～45%的爆炸能。Pontalier等^[11]将8 g C-4炸药及雷管封装于装满水的塑料袋中进行起爆实验，结果表明，水量的增加可使冲击波大幅的衰减。Tamba等^[12]利用实验研究了炸药爆炸时水墙对冲击波衰减的影响，发现水墙对峰值超压和正冲量的衰减作用随水墙质量与炸药质量比值的增加而增强。赵汉中^[13-14]将水和TNT以一定的质量比布设于实验场，研究表明，当水与炸药的质量比为2～2.5时，水可使TNT炸药爆炸后冲击波的超压峰值压力降低40%左右。Chen等^[15]也利用流体力学仿真软件，研究了不同水墙宽度、高度等对炸药爆炸冲击波衰减影响规律。Zhang等^[16]也研究了水幕对冲击波衰减影响，研究表明，当比距离为1.71～3.42 m/kg^1/3，反射冲击波超压下降幅度在36.3%～94.5%之间。徐海斌等^[17-20]模拟实际工况，自行设计了封闭式球形实验装置，研究爆炸冲击波超压受水影响规律，结果表明，随着比距离变化，水对爆炸超压有增强和衰减双重作用。

学者们虽然都尝试了使用水介质来衰减炸药爆炸冲击波，并取得了一些成果，但这些研究均是针对被动式防护开展研究，即爆炸发生后冲击波作用于水介质后衰减，此外这些研究也不涉及火炸药粉尘爆炸抑制。因此，本文中，选择不同类型和孔径的喷嘴，开展RDX粉尘云爆炸水雾主动式抑爆研究，以期为火炸药行业安全生产主动防护提供基础数据。

1.   实验材料及装置

实验用RDX来源于甘肃银光化学工业集团有限公司，中位径D₅₀=35.85 μm，如图1所示，使用前在60 ℃水浴烘箱中烘干24 h。

图  1  RDX粒径分布图

Figure  1.  Particle size distribution of RDX

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RDX粉尘爆炸水雾抑制实验，可利用自行设计的可视化粉尘爆炸水雾抑爆系统进行，如图2所示。

图  2  实验系统示意图

Figure  2.  Diagram of experimental system

1. Compressor; 2. Gas tank; 3. Pressure gauge; 4. Solenoid valve; 5. Electric spark generator; 6. Temperature acquisition instrument; 7. Pressure acquisition instrument; 8. Water tank; 9. Nitrogen cylinder; 10. Electrode; 11, 12, 13. Spare interface; 14. Thermocouple; 15. Pressure sensor; 16. Explosion chamber; 17. Water mist generation device; 18. Spray nozzle; 19. Bursting disc; 20, 22. Valve; 21. Vacuum gauge; 23. Vacuum connection; 24. Time controller; 25. High speed camera; 26. Computer; 27. Controller; 28. Flame detector; 29. Trigger; 30. Dust nozzle; 31. Connecting flange.

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选用压力传感器配合高速动态测压分析仪进行爆炸压力数据采集。选用快速响应K型热电偶（响应时间12 ms左右）配合瞬态温度测试仪进行爆炸温度采集，温度测试精度10 ℃。选用高速摄影仪进行爆炸过程火焰拍摄，拍摄频率2000 s⁻¹。抑爆装置包含火焰探测器、控制器及快开器，该系统可确保从探测到火焰至水雾喷嘴出水时间为20 ms。

实验时打开爆炸室16的下部连接法兰31，将装粉凹槽与爆炸室分离，清洗爆炸室，尤其是玻璃，使其光亮且干燥。在粉尘喷嘴30周围将所需质量的RDX粉尘均匀的分散开，安装好底部连接法兰。将爆炸室抽真空至设定值，打开空压机1，将储气罐2内压力设定到所需值。打开高压水罐8的进气阀门，调节氮气瓶9减压阀门以达到实验所需压力值。开启时间控制器24，设定好各模块延迟时间（如电磁阀4、温度采集仪6、压力采集仪7、高速摄像机25以及电火花发生装置5等）。进行喷粉、点火、喷雾灭火，保存压力、温度、火焰传播过程图像，关闭程序。

2.   RDX粉尘的爆炸特性

考虑到RDX在工库房生产过程中实际产生的粉尘浓度值及方形管耐压极限，分别选择1.5、2.5、3.5、4.5、5.5 g的RDX进行实验，对应浓度分别为211.27、352.11、492.96、633.80、774.65 g/m³，测试记录不同质量浓度下，爆炸火焰传播动态过程、爆炸压力和爆炸温度，为水雾抑爆实验做参考对比。

2.1   火焰传播

以4.5 g（浓度633.80 g·m⁻³）RDX粉尘爆炸为例，在可视化方形管中爆炸火焰传播情况如图3所示。从图3可知，从电极点火开始（0 ms），RDX粉尘云在10 ms内形成了波阵面形状不规则的橙色火焰团，且火焰前锋向上传播，约在15 ms时，火焰前锋到达方形管顶部，火焰呈炽白色，由于受方形管约束，火焰达到方形管顶部时便不会在继续传播，但是火焰亮度越来越亮，且在24 ms左右时达到最亮，火焰以炽白色持续一段时间后，逐渐变黄，且从方形管中部位置开始，慢慢消散。

图  3  4.5 g RDX粉尘爆炸火焰传播图像（单位：ms）

Figure  3.  Flame propagation of RDX dust explosion (unit: ms)

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在点火后的15 ms内是RDX粉尘燃爆火焰成长期，火焰在方形管中由下往上传播时，多呈现为炽白色，如图3中12 ms时刻，白色区域前段的火焰为黄色，该区域温度降低，为RDX粉尘开始燃烧阶段。由于火焰光的热辐射作用，火焰波阵面的最前区域呈现红色，该位置是RDX粉尘与氧气预先反应区。随着RDX火焰传播速度的变化，黄色火焰区厚度也随之变化，当 RDX火焰速度较低时，黄色火焰区厚度较大，当RDX火焰传播速度较快时，黄色火焰区厚度较小。随着RDX粉尘质量的增大，燃爆火焰扩散至方形管顶部时间缩短，火焰持续时间变长，火焰亮度也变亮。

2.2   爆炸压力

不同质量RDX粉尘在方形管中爆炸压力变化如图4所示。从图4(a)可知，不同质量的RDX粉尘在方形管中爆炸后，在250 ms内都会出现两个波峰，分别代表RDX粉尘一次爆炸和二次爆炸。通常将两次爆炸中最大冲击波超压称为RDX粉尘爆炸最大压力（p_max）。在0 ms时，温度和压力采集仪启动，20 ms时，电磁阀开启并通气喷粉，在110 ms时燃爆室内部恢复到一个大气压状态时电极放电点火。在点火后的0～20 ms范围内，RDX悬浮粉尘被引燃，由于此时间段内参与反应的RDX粉尘量较少，压力上升速率较小；20 ms以后，大量RDX悬浮粉尘被点燃，压力上升速率不断升高，压力曲线出现第一次峰值，一次粉尘爆炸形成的冲击波将沉积于凹形粉尘盘和方形管壁面的未燃粉尘再次扬起，且在一次爆炸结束后的极短时间内于爆心形成负压区，将周围空气和RDX粉尘混合，在一次爆炸的作用下形成二次爆炸。

图  4  不同质量RDX粉尘爆炸压力变化

Figure  4.  Pressure diagrams of RDX dust explosion with different masses

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在一次爆炸阶段，RDX粉尘云在由下向上传播过程中，管道下部粉尘扩散速度较高，滞留于下部时间较短，而管道上部粉尘扩散速度相对较慢，并且当粉尘与管道顶部撞击后在向上流动的气流作用下回旋往复，增加了管道上部粉尘的滞留时间，导致管道上部粉尘质量浓度增加。在二次爆炸阶段，由于一次爆炸后形成的负压区也将大量粉尘聚集于管道上部。这也是为什么压力传感器会设置在方管的上部。二次爆炸结束后会出现大范围负压区，这与粉尘爆炸后形成的负压及传感器的热电效应密切相关，且传感器的热电效应起主导作用，此种效应可以通过给传感器敏感部添加特殊材料进行削弱，但很难彻底消除。

理论上点火时刻在110 ms，但不同质量RDX粉尘被引燃时间存在偏差，主要是由于喷粉电磁阀每次开启时间存在偏差，另外时序控制器也存在开启误差。

从图4可知，1.5～5.5 g RDX粉尘爆炸p_max分别为：0.1638、0.2277、0.3365、0.4561及0.5205 MPa，即随着质量增大，RDX粉尘爆炸压力近似呈线性上升。

2.3   爆炸温度

不同质量RDX粉尘在方形管中爆炸温度变化如图5所示。从图5可知，1.5～5.5 g RDX粉尘爆炸T_max分别为：481、614、758、774及858 ℃，即随着RDX粉尘质量增大，RDX粉尘爆炸温度近似的呈线性上升。

图  5  不同质量RDX粉尘爆炸温度变化

Figure  5.  Temperature diagrams of RDX dust explosion with different masses

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根据上述不同质量下RDX粉尘爆炸火焰传播、爆炸压力及温度数据，考虑添加水雾后，RDX粉尘爆炸火焰传播、压力及温度数据较无水雾时数据有较大差别，并基于实验安全考虑，确定RDX水雾抑爆实验质量为4.5 g，即粉尘浓度为633.80 g/m³。

3.   不同类型喷嘴的抑爆效果

喷嘴类型是影响水介质抑爆效果好坏的关键。如图6所示，选用常见的离心式、雨淋、螺旋式及直喷式四款喷嘴进行RDX粉尘抑爆实验，其中离心式选用喷孔直径为0.8及2.4 mm两种不同尺寸进行实验。

图  6  不同类型喷嘴

Figure  6.  Different types of nozzles

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实验中，RDX粉尘浓度为633.80 g/m³，雾化压力为0.5、2及4 MPa。如图7所示，RDX 粉尘爆炸时产生的压力以及爆炸时产生的温度都会受到不同类型喷嘴形成的水雾的影响。由图7可知，不管采用那种类型的喷嘴，只要RDX粉尘爆炸过程中存在水雾，就会降低RDX粉尘爆炸压力及温度峰值。但是不同类型喷嘴在相同雾化压力下对RDX粉尘爆炸抑制效果存在显著差别，具体表现为：离心式喷嘴抑爆效果最好，降压幅度最大，其中孔径2.4 mm的又比孔径0.8 mm的抑爆效果好；雾化压力低于2 MPa时，螺旋喷嘴抑爆效果最差，雨淋式和直喷式次之。对于同一类型喷嘴，当雾化压力增大时，抑爆效果显著提升。不同类型喷嘴在相同雾化压力下对RDX粉尘爆炸温度降低结果为：降温效果最好、降温幅度最大的为离心式孔径 2.4 mm 的喷嘴；雾化压力在2.0～4.0 MPa时，螺旋式及直喷式喷嘴降温效果最差，雨淋式和离心式孔径0.8 mm喷嘴次之。对于同一类型喷嘴，当雾化压力增大时，降温效果显著提升。

图  7  爆炸压力、温度随雾化压力的变化

Figure  7.  Pressure and temperature by RDX explosion varied with pressure of the mist

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不同类型喷嘴抑制RDX粉尘爆炸效果有差别，主要和喷嘴结构类型及形成水雾参数不一致有关。不同类型喷嘴在2 MPa雾化压力下形成水雾情况如图8所示。由图8可知，离心喷嘴在2 MPa雾化压力下形成的是水雾，且水雾分布均匀、密实；直喷式、螺旋式及雨淋式喷嘴形成大量水滴，且在空间分布不均匀，因而抑爆效果差。所以本文将选用离心式喷嘴，进一步研究不同孔径离心式喷嘴在不同雾化压力条件下喷射水雾对RDX悬浮粉尘抑爆影响。

图  8  不同类型喷嘴下水雾分散情况

Figure  8.  Water mist dispersion under different nozzles

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4.   离心式喷嘴孔径对抑爆效果的影响

根据上述实验结果，选用离心喷嘴，研究离心喷嘴出水孔径分别为0.8、1.2、1.5、2.0及2.4 mm，雾化压力以0.5 MPa为步长，从0.5 MPa增大至4 MPa时，对RDX粉尘爆炸抑制影响。实验结果如图9所示。从图9可知，离心喷嘴孔径为1.5 mm时，抑爆效果最好，孔径为2.4 mm时，抑爆效果次之，孔径为1.2及2.0 mm时，抑爆效果中等，孔径为0.8 mm时，抑爆效果最差，这主要与不同孔径喷嘴，喷出水雾弥散参数不同有关。

图  9  不同孔径、不同雾化压力下水雾对RDX粉尘爆炸压力、温度抑制对比

Figure  9.  Pressure and temperature suppression of RDX at different apertures and spray pressures

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理论上，水雾运动速度快、雾通量大、喷洒范围广，都有利于RDX粉尘云爆炸冲击波压力及温度峰值的降低，水雾粒径对火炸药爆炸影响有正反作用，粒径太小易蒸发吸收热量，但是粒径过小，也会导致迅速蒸发后增大压力。

5.   1.5 mm离心喷嘴水雾抑爆效果分析

5.1   火焰传播

以1.5 mm孔径离心喷嘴在1、2、3、4 MPa雾化压力下喷射水雾抑爆为例，图10给出了不同雾化压力时，水雾对RDX火焰传播影响结果。

图  10  不同雾化压力时RDX粉尘爆炸火焰传播

Figure  10.  Flame propagation of RDX dust explosion under different spray pressures

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对比图10及图3可知，在RDX粉尘爆炸火焰传播过程中添加水雾后，火焰离散程度变大，RDX粉尘火焰离散度与雾化压力呈正比，并且火焰离散时间随着雾化压力的增大而提前，这是因为雾化压力增大，水雾动能转移到燃爆室周围气体中，造成爆炸容器内紊流扰动加大，紊流的拉升作用使火焰的表面褶皱变形增强。同时，添加水雾作用后，燃爆火焰分布出现明显的上下分区现象，且分区边缘处火焰呈橘红色，说明初期水雾只吸收局部燃烧热，局部燃烧火焰熄灭，出现燃烧火焰分区现象。

从图10(a)可知，在50～80 ms时间内，水雾与火焰作用后，火焰前锋有浮动火焰出现，但从90 ms后，浮动火焰基本消失，由此可以推测，初始阶段水雾对RDX粉尘燃爆并未完全抑制，未燃粉尘发生热分解，释放出可燃气体，围绕在火焰前锋位置，导致出现浮动火焰，而随着燃爆室内部雾通量的增大，粉尘燃爆释放的热量被水雾蒸发吸收，燃爆室内部温度降低，同时部分粉尘被水雾侵润变潮，未燃粉尘受热分解温度升高，释放气体量减少，导致火焰前锋浮动火焰减少。随着水雾量的继续增加和燃烧反应物的持续减少，燃爆反应区减少，燃爆炽白区主要集中于燃爆室下部，由下到上呈现出炽白-澄黄-橘红的颜色分布，并随着时间的向后推移，橘红色区域在不断增加，直至达到完全熄灭。对比分析不同喷水压力下，RDX粉尘爆炸火焰传播规律发现，这种现象所经历的时间随雾化压力的增加而缩短。

对比图10可知，随着雾化压力的增大，RDX粉尘爆炸火焰熄灭时间缩短，熄灭速度加快。只要有水雾存在，就能阻碍粉尘爆炸火焰传播，随着雾化压力的增大，可有效降低燃烧反应强度，缩短火焰燃烧持续时间，提高水雾对RDX粉尘爆炸抑制效果。

5.2   爆炸压力

图11为不同雾化压力作用下，RDX粉尘爆炸压力变化过程。可以看出，随着雾化压力的增大，燃爆室中测量到的p_max降低，且压力峰值降低幅度呈增大趋势。随着雾化压力增大，雾通量增加，水雾粒径减小，水雾速度增大，水雾在单位时间内蒸发吸能，雾滴的破碎吸能不断增加；同时，随着雾化压力的增加，雾滴的穿透能力增强，抑爆效果显著提高。

图  11  不同雾化压力下RDX爆炸压力曲线

Figure  11.  Pressure curves of RDX explosion under different spray pressures

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从图11还可以看出，随着雾化压力的增大，达到初始峰值压力前，压力上升速率降低，且初始波峰到达时间向后推移，这是由于水雾和冲击波相互作用的结果，水雾的吸能、降压作用使爆炸冲击波压力上升变缓；水雾与冲击波的持续抗衡，使冲击波峰压向后推移。

5.3   爆炸温度

图12为不同雾化压力作用下，RDX粉尘爆炸温度变化。可以看出，随着水雾的添加及雾化压力的增加，RDX粉尘爆炸温度达到最大值的时刻整体不断提前，且达到T_max后，爆炸温度迅速降低。说明随着雾化压力增大，雾滴粒径减小，雾滴从反应空间吸收热量后蒸发速度变快，吸收能量增强；此外水雾速度的增大，水雾穿透能力提高，有效的降低了反应空间和预热区的温度。

图  12  不同雾化压力下RDX爆炸温度曲线

Figure  12.  Temperature curves of RDX explosion under different spray pressures

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6.   水雾抑爆机理

假设RDX悬浮粉尘燃爆火焰为二维对称的，高度为h，厚度为2w。RDX粉尘点火前温度T₀，反应空间空气、水雾初温T_a0。RDX粉尘燃爆火焰波阵面向环境散热系数为h_c，在燃爆反应中RDX和氧化剂的反应热相等：

式中：m_f、m_e分别为RDX和空气、水雾混合物质量；ΔH_f和ΔH_O分别为单位质量RDX与氧气的燃烧热；X_f、X_s分别为RDX及水雾质量百分数；X_O=0.23，为空气中氧气质量百分数。

火焰区的能量平衡方程可表示为：

式中：T_h燃烧火焰温度；L为水雾蒸发潜热；T_b、c_ps分别为水的沸点和比热容；c_pf、c_pa、c_pv分别为RDX、空气和水蒸气比热容；b为火焰宽度。根据式(1)和(2)可以得到求解T_h的方程：

式中：${\psi ^{\text{h}}} = ({T_{\text{h}}} - {T_0})/{T_0}$，${\psi ^{\text{a}}} = ({T_0} - {T_{{\text{a}}0}})/{T_0}$，为无量纲温度；${x_{\text{f}}} = ({X_{\text{f}}}\Delta {H_{\text{f}}})/({c_{p{\text{f}}}}{T_0})$，${x_{\text{O}}} = ({X_{\text{O}}}\Delta {H_{\text{O}}})/({c_{p{\text{a}}}}{T_0})$，$N = ({h_{\text{c}}}hb)/ ({m_{\text{f}}}{c_{p{\text{f}}}})$，为无量纲热损失，N随着火焰高度h和总散热系数h_c的增加而增加；ψ^ad为绝热火焰温度；$\omega = ({c_{p{\text{v}}}}/{c_{p{\text{a}}}}) - 1$。ψ^ad表达式为：

式中：${\psi ^{\text{b}}} = ({T_0} - {T_{\text{b}}})/{T_0}$。

由式(3)可知，因RDX粉尘燃爆向环境有热损失，故火焰温度低于绝热火焰温度；从式(4)可知，加入水雾的作用，绝热火焰温度ψ^ad随着水雾的质量百分数X_s的增加而呈线性降低，与实验数据吻合。

水雾对反应体系热通量的作用可表示为：

式中：$r = ({X_{\text{O}}}\Delta {H_{\text{O}}}{c_{p{\text{f}}}})/\Delta {H_{\text{f}}}{c_{p{\text{a}}}}$；$\Delta {c_p} = {c_{p{\text{v}}}} - {c_{p{\text{a}}}}$；${{\Delta }}c_p' = {c_{p{\text{s}}}} - {c_{p{\text{v}}}}$。

在20 ℃时，水、水蒸气和空气的比热容分别为4.2、2.0和1.0 J/(g·K)。根据实验可知，RDX粉尘爆炸火焰温度为约为1100 K，在水雾受热蒸发过程中，热容效应吸收的热量为c_pm(T_b−T_a0)=336 J，水雾变成水蒸气后比空气多吸收的热量为(c_pv−c_pa)(T_h−T_b)=727 J，所以水雾抑爆时，热容效应吸收的总能量为1063 J，潜热吸热为2257 J。

水雾受热蒸发为水蒸气，稀释了反应体系中氧气浓度，空气的比热容仅为水蒸气的1/2，水雾蒸发为水蒸气，水蒸气被加热升温需要额外的热量。所以，水雾对RDX粉尘爆炸抑制作用主要由潜热吸热以及水蒸气的热容效应共同决定。

7.   结　论

利用自行设计的可视化方形管水雾抑爆系统，研究了不同类型、尺寸喷嘴在不同雾化压力下喷出水雾对RDX粉尘爆炸抑制影响，得出以下主要结论：

(1) 在可视化方形管中，随着RDX粉尘浓度的增大，RDX粉尘爆炸火焰持续时间变长，火焰也变亮；爆炸压力及温度近似呈线性上升;

(2) 不同类型喷嘴喷出水雾（水滴）对RDX粉尘爆炸抑制效果不同，离心喷嘴喷出水雾分布均匀、密实，抑爆效果最好;

(3) 随着喷雾压力增大，水雾抑爆效果增强，不同孔径离心喷嘴喷出水雾对RDX粉尘爆炸抑制效果不同，1.5 mm孔径离心喷嘴喷出水雾抑爆效果最佳。