矿井瓦斯爆炸事故时有发生[1-2]，其中非均匀预混瓦斯爆炸占绝大部分事故类型[3-5]。非均匀预混瓦斯爆炸事故中，涌出的瓦斯在巷道内扩散时间不足，形成体积分数梯度场是区别于均匀预混爆炸事故的主要原因[6]，且极大影响了爆炸反应速率及最大爆炸超压[7-8]。故研究非均匀预混瓦斯爆炸对控制矿井瓦斯爆炸事故人员伤亡、减少事故危害等具有重要意义[9]。
近年来，国内外学者针对均匀及非均匀预混的火焰传播特性和最大爆炸超压进行了大量研究。CLANET和SEARBY[10]对管道内甲烷空气均匀预混爆炸的实验及数值模拟研究表明，预混火焰在管道内传播经历球形—指形—火焰接触壁面—郁金香火焰4个阶段。与此同时，BYCHKOV等[11]在此基础上提出了初期阶段火焰加速和郁金香火焰形成的理论模型，并认为郁金香火焰的形成与火焰雷诺数相关。GONZALEA[12]通过数值模拟方法研究了封闭管道中火焰与声波的相互作用，他认为火焰后期的形状变化与周期性振荡现象是火焰前锋与压力波相互作用的结果，其作用机理可以解释为Taylor不稳定性。然而，管道内均匀预混火焰与非均匀预混火焰结构有很大差别。PHILLIPS[13]通过实验研究首次提出了大空间下甲烷空气非均匀预混三重火焰的存在，并详细解释了三重火焰下浓预混分支、稀预混分支、扩散火焰分支的构成。研究得出三重火焰分支重合点称为三重点，三重点为化学当量比点[14]，其火焰传播速度近似于层流火焰传播速度[15]。除三重火焰外，HAN等[16]通过实验和数值模拟的方法研究了甲烷空气非均匀预混下出现的火焰拉伸结构。非均匀预混除对火焰结构产生影响外，其对火焰传播特性同样产生改变。通过AL-MALKI等[17]对燃料空气部分预混建立有限元分析的研究可以得到，预混程度增加会显著提高混合物燃烧反应性，使火焰向边界移动，进而破坏边界层。ZHANG等[18]通过实验和数值模拟计算，研究了氢气和空气在垂直通道中非均匀预混形成体积分数梯度下的火焰传播特性。研究得出，正体积分数梯度的混合物相较于均匀混合物或负体积分数梯度的混合物，火焰加速度更高，爆炸超压上升速率更快。
尽管前人在燃料空气均匀预混燃烧、部分预混燃烧方面已做出了部分研究[4,19-22]。但从已有论文看，管道内甲烷气体爆炸研究主要集中在均匀预混方面，而针对非均匀预混研究仅仅集中在管道外大尺寸平台的甲烷扩散火焰[23-26]及具有体积分数梯度的氢气/空气混合物上[27-29]，目前关于管道内非均匀预混瓦斯爆炸火焰传播特性研究、非均匀预混下三重火焰传播结构特点研究以及由自由扩散引起的燃料空气不同体积分数梯度对火焰传播速度、最大爆炸超压影响研究仍十分匮乏。从安全的角度考虑，进行管道内非均匀预混瓦斯空气爆炸火焰传播结构特性、爆炸超压方面的研究具有重大意义[30-32]。
笔者通过实验模拟了小尺寸巷道内瓦斯涌出实际场景，揭露了由甲烷自由扩散时间不同引起的甲烷空气非均匀体积分数梯度的变化对火焰结构特性、三重火焰传播规律、火焰传播速度、爆炸超压等带来的影响，对实际生产生活中出现的瓦斯泄漏爆炸事故具有指导意义。
1 实验部分
1.1 实验装置
为研究管道内瓦斯/空气不同预混程度下爆炸火焰传播特性的影响，现自主设计搭建了“管道瓦斯/空气非均匀预混爆炸测试系统”。实验装置如图1所示，主要由进气系统、体积分数测试系统、数据采集系统、点火装置、实验管道5部分构成。
图1 实验装置示意
Fig.1 Illustration of experimental setup
实验管道长1 000 mm，采用20 mm厚透明亚克力板材制成，以便高速摄像机采集火焰图像。管道截面为方形，尺寸100 mm×100 mm。管道左右两侧壁面均采用7 mm厚不锈钢板制成，钢板与管道连接处加入密封垫以保证管内气体密封性。左侧钢板开有4孔，用于安装点火电极、进气阀门、压力传感器。为保证实验安全性，在管道正上方右侧距管口100 mm处开设内径为31.8 mm的泄爆口。管道内非均匀甲烷空气混合物爆炸产生的超压经泄爆口排出，避免来回往复的冲击波对实验管道及仪器造成损坏[33-34]。进气系统由2只高精度的体积流量控制计及进气管道、电磁阀组成，流量控制计采用美国Alicat品牌MC21型号，精度达到0.2%FS。利用流量控制计精确控制进气体积。通入甲烷后进行一定时间自由扩散，受浮力及扩散作用甲烷沿管道形成横向及纵向的体积分数梯度场[35]。点火头位于管道左侧中轴线上，点火采用高压脉冲点火，通过6 V的稳压电源给高压变送器供电，变送器输出的高压电流击穿空气形成电火花点燃管内气体，经计算，点火能量为30 mJ。数据采集系统由高速摄像系统、压力采集系统、甲烷检测装置组成。高速摄像系统由Vision Research Phantom 高速摄像机、笔记本电脑、数据存储器、摄像机支架等构成，相机拍摄帧率采用1 000 帧/s，该帧率下所拍摄照片分辨率为1 280×960。压力采集系统由压力传感器、数据采集装置构成，压力数据采样频率为15 kHz。压力传感器为上海铭控公司Meokon-MDHF型号产品，量程-0.1～0.1 MPa，综合精度可达±0.25%FS。TOPVIEW数据采集装置具有完善的时域分析及频域分析，多种类型的数据输出，保证实验数据测量精确性及分析可靠性。甲烷体积分数依据道尔顿分压定律对氧气体积分数推算得出，氧气体积分数传感器采用MOX20型号工业用氧气体积分数传感器，测量精度可达0.1%。4只氧气传感器(Sen1～4)通过3组重复实验分别测量位于管道顶部、中部、底部相应位置的氧气体积分数，氧气传感器布置位置如图2所示。
图2 氧气传感器位置示意
Fig.2 Illustration of oxygen sensor location
氧气传感器测量出相应位置氧气体积分数φ(O2)，依据道尔顿分压定律，计算出该点甲烷体积分数φ(CH4)。甲烷体积分数计算公式为
(1)
式中，φ(CH4)为甲烷体积分数，%；φ(O2)为氧气体积分数，%；20.9%为空气中氧气体积分数。
1.2 实验方案
本文主要研究了管道内非均匀甲烷-空气混合物爆炸火焰传播特性。因此在管道内甲烷总体积分数10%下，分别设置5个实验工况，即分别静置自由扩散10，20，30，60及600 s。为保证实验重复性，单个工况实验3～5次，当有3组数据误差小于1/1 000时，认为该数据有效，且每组实验完成后，用压缩空气冲刷管道10 min，冲刷完成后用可燃气体探测仪对管内气体进行探测，确保管道内无甲烷非均匀燃烧残留物后，开展下一次实验。通气方式为沿管道进气口通入99.9%高浓度纯甲烷，此时管道内甲烷总体积受流量控制计和通气时间共同控制，并且通气过程中在200，400，600，800 mm处进行氧气体积分数检测，以此推算管道内甲烷体积分数，重复实验数据取误差小于0.1%的3组实验平均值，以确保所测得管内甲烷体积分数数据有效可靠。
实验方案为设置甲烷流量控制计为1.0 L/min，根据伯努利公式计算可得，进气口相对压力约为2.15 Pa，进气1 min后关闭管道进出口电磁阀。在此基础上分别静置自由扩散10，20，30，60，600 s，使甲烷静置自由扩散不同时间，分3组不同氧气传感器位置测量其管内各点氧气体积分数后推算出甲烷体积分数分布。随后打开脉冲点火器点火，用高速摄像机及压力采集系统采集其点火后爆炸火焰传播结构及压力动态变化。以达到实验对非均匀预混甲烷-空气爆炸火焰传播特性的研究。
伯努利公式为
(2)
式中，P1，P2为流体中某点的压强，Pa；ρ为流体密度，kg/m3；V1，V2为流体该点的流速，m/s；g为重力加速度，9.80 m/s2；h1，h2为该点所在高度，m。
2 结果与讨论
2.1 管道内甲烷体积分数梯度分布
图3为甲烷在管道内部、中部、底部的体积分数分布。图3中纵轴表示甲烷体积分数，横轴总扩散时间表示甲烷泄漏时间(60 s)加上静置自由扩散时间(0～600 s)。由图3可知，甲烷在管道泄漏过程中，受浮力作用首先在管道顶部积聚，顶部甲烷体积分数逐渐升高，顶部所测得甲烷体积分数迅速达到峰值，随后沿管道横向传播，4个位置的甲烷体积分数按距离泄漏点由近及远在100 s左右时分别达到峰值，峰值体积分数分别为29.6%，18.9%，16.9%，14.2%。对比图3管道内顶部(TOP)中部(MID)底部(BOT)甲烷体积分数数据可以发现，甲烷在管道泄漏后，受浮力作用首先在管道顶部积聚，此时管道内顶部甲烷体积分数较高，甲烷所受的浮力作用大于甲烷分子间作用力，甲烷体积分数沿管道横向传播，顶部处的甲烷体积分数率先达到峰值。随后在体积分数差及分子间作用力影响下，逆浮力作用沿管道纵向从顶部向中部及底部传播。管道中部及管道底部处的甲烷体积分数分别在200 s和250 s时达到峰值。同时，随着总扩散时间不断增加，管道内纵向甲烷体积分数梯度呈先增大后减小的趋势，在总扩散时间为70 s时，Sen1 TOP-Sen1 MID-Sen1 BOT处的甲烷纵向体积分数达到最大，为29.6%—3.9%—0.3%。分析图3后半段可知，随着扩散时间的不断增加，管道内甲烷体积分数分布将逐渐趋于稳定。在稳定的情况下，管道内甲烷体积分数分布呈现由管道顶部向底部略带梯度的甲烷体积分数分布，Sen1～4处自顶部-中部-底部的体积分数梯度分别为12.1%—11.2%—8.8%，11.7%—10.8%—8.2%，11.4%—10.4%—7.8%，11.1%—10.1%—7.5%，而非理想条件下的甲烷-空气管道内均匀预混。
图3 甲烷体积分数分布示意
Fig.3 Schematic diagram of methane concentration distribution
不同点火时刻时管道内不同位置处甲烷体积分数见表1。由表1可知，静置自由扩散时间越短，点火时刻管道内甲烷沿横向及纵向体积分数梯度越大。且随着静置自由扩散时间不断增加，管道内甲烷横向及纵向体积分数梯度先增大后减小。
表1 管道内不同位置处甲烷体积分数
Table 1 Methane concentration tables at different locations in the pipeline
静置自由扩散时间/s位置甲烷不同位置体积分数/%Sen1Sen2Sen3Sen4TOP30.017.015.011.010MID5.24.84.33.9BOT0.3000TOP29.018.016.012.020MID5.95.54.64.3BOT0.80.500TOP26.019.017.014.030MID7.56.86.25.5BOT1.41.00.80.4TOP19.018.016.014.060MID9.08.28.07.3BOT4.23.83.22.9TOP12.011.611.410.8600MID11.210.910.410.1BOT8.88.37.87.5
2.2 火焰传播结构分析
图4显示了管道内甲烷体积分数为10%时，不同静置自由扩散时间(Diffusion Time，简写tDT)下火焰锋面随时间变化的特征。由图4可知，不同静置自由扩散时间所导致的管道内甲烷体积分数梯度分布对火焰传播结构有显著影响。
图4 不同扩散时间下火焰传播结构
Fig.4 Diagram of flame propagation structure under different diffusion time
当tDT=10,20,30,60 s时，火焰形状变化如图4所示。tDT=10,20,30 s 时，火焰形态变化经历了4个阶段:球形火焰、指型火焰、三重火焰、拉伸三重火焰，这与均匀预混状态下，火焰在管道内传播所经历球形火焰、指型火焰、平板形火焰、郁金香火焰、扭曲郁金香火焰具有明显不同[10]。
以tDT=10 s时火焰形状变化为例，如图4(a)所示。点火后t=0～15 ms时，甲烷处于点燃初期，以球形火焰自由发展;t=15～34 ms时，受到上下两侧甲烷体积分数影响，管道内上侧甲烷体积分数过高，下侧甲烷体积分数过低均无法形成明亮的预混燃烧，火焰上下两侧变暗，呈类似指型火焰状继续沿管道向前传播;t=34 ms时，火焰约传播至管道200 mm处，此时管道内从顶部—中部—底部形成甲烷体积分数为30.0%—5.2%—0.3%递减的梯度分布，即管道中轴线上方存在甲烷燃烧的最佳体积分数9.5%。火焰前锋形状出现明显变形，表现为火焰锋面尖端向上突起，曲率半径减小，该火焰现象被Phillips定义为三重火焰[13]。此时，火焰反应速率降低，部分预混燃烧占主导地位。
当t=62 ms时，形成明显三重火焰结构，如图5所示。在非均匀预混火焰传播过程中，管道轴线上方形成浓预混火焰，轴线下方形成稀预混火焰。经浓预混燃烧富余的可燃物与经稀预混燃烧富余的氧化剂在管道轴线处再次燃烧形成扩散火焰[13]。3种火焰共同作用形成三重火焰，相交点称为三重点。且同时可以发现，三重点位置略高于管道中轴线。分析甲烷体积分数测量结果可得:三重火焰稳定传播段(400 mm处)甲烷自上而下体积分数为17.0%—4.8%—0%，甲烷均匀预混燃烧体积分数9.5%存在于管道中轴线上方，三重点为浓预混火焰、稀预混火焰交界处且位于管道中轴线上方，故三重点处为甲烷均匀预混燃烧。三重火焰在向前传播的过程中，扩散火焰不断被拉长，形成一个较长的尾部。三重火焰的形成是由于管道内甲烷纵向的体积分数梯度，甲烷在较短扩散时间内更多积聚于管道上方，形成沿管道纵向的由上向下的体积分数梯度递减场[35]。当火焰传播至该区域，由上至下形成浓预混火焰、扩散火焰、稀预混火焰3种形式，3种火焰形式共同构成了三重火焰。
图5 三重火焰结构示意
Fig.5 Triple flame structure
图4(a)中t=62～125 ms时，火焰以三重火焰形态平稳向前传播，速率保持稳定。值得注意的是，火焰裙边在此阶段逐渐远离管道壁面，火焰前锋面积以不断扩大的月牙状增长。t=125 ms时，火焰传播至管道约3/5处，火焰前锋厚度明显增加。此时管道内甲烷体积分数较低，约为3.6%，氧化剂空气含量较高，由于火焰前沿边界层传热与传质的不均匀性，在充足的氧化剂作用下，三重火焰点(均匀预混燃烧)化学反应速率及热释放速率高于上下两侧浓预混火焰及稀预混火焰，使火焰前锋速度产生较强的速度梯度变化。三重火焰前端被拉伸，反应区变宽，蓝色火焰厚度增加，反应速率加快，出现拉伸三重火焰[36]。t=125～189 ms时，拉伸三重火焰继续向前传播，在氧气充足的情况下，淡蓝色火焰区不断拉伸。t=189 ms时，火焰传播至泄爆口排出。
在扩散较短时间内即10，20，30 s时，火焰形状变化均出现球形火焰、指型火焰、三重火焰、拉伸三重火焰4个阶段，但对应火焰阶段转变位置却不尽相同。球形火焰阶段内，球形火焰持续时间较短，发展区域有限，火焰持续时间及火焰形状大小基本保持一致。但从实验图像及管道体积分数数据对比可明显观察出，随扩散时间的增加，管道内甲烷体积分数梯度不断减小，中轴线上甲烷体积分数更趋于最佳燃烧体积分数，火焰颜色与轮廓更加清晰。指型火焰阶段内，随扩散时间增长，指型火焰持续长度随扩散时间呈线性增长，如图6(a)所示。这是由于靠近进气口，管道前段甲烷与空气混合相对均匀。三重火焰阶段，三重火焰起始点位置随扩散时间呈现线性增长，如图6(b)所示。
图6 火焰结构演变示意
Fig.6 Schematic diagram of flame structure evolution
当tDT=60 s及600 s时，此时管道内甲烷空气预混程度相较tDT=10，20，30 s时预混程度更高，横向及纵向体积分数梯度变小，火焰传播形态发生较大变化，tDT=600 s火焰传播结构示意图如图7所示。观察图4(d)、图7火焰传播图像，相较扩散10，20，30 s工况，火焰颜色呈淡蓝色，更加明亮、轮廓更加清晰、球形和指形火焰阶段火焰形态更加饱满[37]。这是因为在扩散60 s及600 s工况下，管道前甲烷与空气混合程度较高，中轴线处甲烷体积分数均接近甲烷当量比燃烧水平。tDT=60 s时中轴线上体积分数依次为9.0%—8.2%—8.0%—7.3%，其火焰在中轴线上前半段呈预混状态下的球形、指型火焰向前传播[38]。传播至后2/5段时，管道内甲烷体积分数差异较大，tDT=60 s时管道600 mm处甲烷体积分数自上而下为16.0%—8.0%—3.2%，纵向梯度较大，火焰向三重火焰扭曲变形，火焰尖端呈现出类似三重火焰结构，如图4(d)61 ms时刻图像所示，随后火焰传播至泄爆口。tDT=600 s时，管道内甲烷横向及纵向体积分数均处于相对稳定水平，中轴线上体积分数依次为11.2%—10.9%—10.4%—10.1%，管道内甲烷体积分数均处于甲烷爆炸极限范围内(5%～15%)。可以发现，tDT=600 s，甲烷体积分数差异更小，火焰颜色更加明亮，基本呈预混火焰向前传播，出现平板形火焰、郁金香火焰及扭曲郁金香火焰，随后传播至泄爆口[39]。
图7 tDT=600 s 时火焰传播结构示意
Fig.7 Schematic of flame propagation at tDT=600 s
2.3 火焰传播速度分析
如图8所示，本实验通过将拍摄到的火焰图像进行像素测量，得到火焰前锋在管道内位置以及与点火后时间一一对应关系。
图8 火焰前锋位置时间
Fig.8 Time diagram of flame propagation position
由图8可知，火焰传播至管道末端泄爆口的时间随着扩散时间的增加而减小。这是由于随扩散时间增加，管内甲烷与空气混合更加均匀，管道内甲烷体积分数梯度越小，化学反应速率加快，火焰传播速度变快，火焰传播至管道末端时间变短。且可以发现，扩散60 s时传播至泄爆口所需时间与扩散600 s时十分接近，扩散600 s工况下所需传播时间最短。
对火焰前锋位置时间图进行分析，得到火焰前锋速度时间图及火焰前锋速度位置图，如图9所示。不难发现，在5种不同预混程度下火焰速度随时间均保持同样的变化规律，即火焰速度先快速上升后下降，再平稳发展至缓慢上升。结合火焰形状变化分析，如图4，9所示，火焰在球形火焰以及球形火焰向指形火焰过渡阶段，火焰前锋速度呈近似直线增长，这是由于在球形火焰和球形火焰向指形火焰过渡阶段内，火焰锋面未受到管道壁面影响自由发展，火焰比表面积逐渐增大，火焰速度增加，火焰速度在指形火焰处达到峰值[40]。火焰到达指型火焰后，火焰上下两锋面与管道壁面相接触，导致火焰比表面积减小，且燃烧过程中产生的自由基在与管道壁面碰撞过程中被消耗[41]，火焰与壁面接触过程中热传导扩大火焰热损耗，同时上下侧甲烷体积分数过高或过低导致甲烷燃烧不均匀，多种因素共同作用下表现为火焰传播速度降低，指形火焰前锋速度沿管道传播逐渐下降。
图9 火焰前锋速度时间图及速度位置
Fig.9 Flame front speed diagram of time and position
tDT=10～30 s时，火焰传播速度呈相同的变化趋势，即球形、指形火焰阶段火焰传播速度迅速增大，在指形火焰阶段达到峰值，随后火焰向三重火焰过渡的过程中传播速度迅速下降至谷低，火焰以三重火焰形态沿管道继续向前传播，且随着火焰沿管道向前推进，管道内氧化剂含量愈发充足，火焰传播速度逐渐提升。泄爆口中心点位于管道900 mm处，随后火焰传播至管外。
如图9所示，tDT=60 s及600 s时火焰传播速度远高于tDT=10～30 s时火焰传播速度。结合火焰传播图像分析，沿管道前2/3段时，tDT=60 s与600 s时火焰传播结构保持高度相似，均为球形火焰、指形火焰。这是由于在tDT=60 s及600 s时，管道中轴线上甲烷体积分数梯度分别为9.0%—8.2%—8.0%—7.3%，11.2%—10.9%—10.4%—10.1%，中轴线上甲烷体积分数均处于甲烷燃烧当量比9.5%上下较小范围内，故tDT=60 s及600 s火焰速度保持相似且远高于tDT=10～30 s。同时可以发现，由于tDT=600 s时管内纵向体积分数梯度更小，甲烷空气混合程度更高，故tDT=600 s时火焰传播速度更高，火焰形状轮廓更明显。火焰传播至管道约600 mm时，tDT=60 s工况下火焰传播至甲烷上下两侧体积分数差异较大处，此时管道中轴线甲烷体积分数8%已较大偏离于甲烷燃烧当量比9.5%，且由顶部到底部甲烷体积分数梯度为16.0%—8.0%—3.2%，火焰发生明显变形，火焰尖端向轴线上方偏移，传播速度降至谷值6.1 m/s，随后火焰继续向前传播至泄爆口。tDT=600 s时管道内上下部分甲烷体积分数差异较小，管道600 mm处的纵向体积分数梯度为11.4%—10.4%—7.8%，梯度差异较小，且甲烷体积分数均处于爆炸当量比9.5%附近，火焰沿管道以球形、指形、平板形、郁金香形火焰向前传播至泄爆口[42]。
2.4 爆炸超压分析
图10显示了管道内甲烷在扩散10，20，30，60及600 s时爆炸超压随时间变化曲线，压力记录起始时刻约为点火前0.1 s。分析图10中数据可知，扩散时间为10，20，30 s时，管道内甲烷空气预混程度逐步增加，甲烷体积分数梯度逐渐减小，最大爆炸超压逐渐增加且呈现一前一后2个波峰，后波峰压力峰值约为前波峰1/2。结合火焰传播结构及火焰传播速度分析，tDT=10～30 s时，点火后火焰由球形火焰逐渐发展为指形火焰，火焰速度在指形火焰阶段达到第1个速度峰值，受指形火焰阶段快速的燃烧反应以及较高的热释放速率带来的压升影响，爆炸超压达到第1个峰值。随后指形火焰转变为三重火焰时火焰速度迅速下降，压力表现为迅速下降至波谷，随后爆炸超压随着三重火焰速度的提升到达第2个峰值，三重火焰传播速度和爆炸超压后波峰均约为前峰值的1/2。可以发现，爆炸超压与火焰传播速度具有一一对应关系。随后压力经泄爆口迅速排出，管道内压力恢复正常水平。扩散时间为60 s时，此时管内最大爆炸超压显著增加，压力迅速上升形成1个波峰，对比tDT=30 s时，峰值压力增加约2/3。随后压力迅速下降，以略高于常压水平产生波动，形成2个较小的波峰，压力波动过后形成负压，随后压力恢复正常水平。tDT=600 s时，管内最大爆炸超压显著上升，峰值对比tDT=60 s时增长约1/3，后波峰峰值减小、出现时间显著缩短，随后压力恢复正常水平。
图10 甲烷爆炸超压示意
Fig.10 Schematic of methane explosion overpressure
对上述数据分析可得，甲烷-空气预混程度的增加即管道内甲烷体积分数梯度的减小会显著影响甲烷爆炸超压峰值。扩散时间越长，甲烷体积分数梯度越小，超压峰值越大。在自由扩散时间较短的工况下，爆炸超压呈现2个峰值，且爆炸超压曲线与火焰传播速度曲线呈相对应关系。10%管道体积的甲烷经过足够长的时间泄漏与扩散后，会在管道内形成相对稳定的自上而下的体积分数梯度分布，为12.0%—11.2%—8.8%。甲烷体积分数均处于爆炸极限内，且接近于甲烷化学计量比9.5%，此时管道内甲烷爆炸超压达到峰值35 kPa。
3 结 论
(1)甲烷在管道内泄漏扩散后，先受到浮力作用在管道顶部积聚，随后在分子间作用力及体积分数差的引导下，沿管道横向及纵向传播，达到稳定状态后形成横向及纵向甲烷体积分数梯度场，而非传统研究中的管道内甲烷与空气完全均匀预混。巷道内瓦斯泄漏后体积分数分布当遵循此规律。
(2)当非均匀甲烷-空气在甲烷纵向体积分数梯度场中被引燃时，会呈现出三重火焰结构，且梯度越大，三重火焰结构愈发明显;三重火焰形态出现后，火焰传播速度、爆炸超压迅速下降，但随三重火焰继续传播，火焰传播速度、爆炸超压略有上升趋势。
(3)管道内甲烷空气非均匀预混时爆炸超压呈现2个峰值，爆炸超压曲线与火焰传播速度呈相对应关系。压力峰值间隔时间随体积分数梯度减小而减小，且在不同梯度下，中轴线处甲烷体积分数越接近当量比时火焰传播速度越快，爆炸超压越高。
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