王亞磊，鄭立剛,2，于水軍,2，朱小超，李 剛，杜德朋，竇增果

（1. 河南理工大學(xué)瓦斯地質(zhì)與瓦斯治理國家重點實驗室培育基地，河南 焦作 454003；2. 河南理工大學(xué)煤炭安全生產(chǎn)河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454003）

天然氣作為一種高效清潔的能源，給人們生活帶來便利的同時，也埋下了一些潛在隱患。在加工、使用和儲運(yùn)可燃?xì)怏w的過程中，火災(zāi)和爆炸事故時有發(fā)生，因此有必要掌握預(yù)混火焰和爆炸超壓的發(fā)展規(guī)律，及時做好預(yù)防和控制措施[1-2]。

近年來，針對甲烷/空氣預(yù)混氣體爆炸，學(xué)者們進(jìn)行了大量實驗，主要涉及對爆炸火焰的傳播[3-5]和爆炸超壓[6-8]的研究。研究發(fā)現(xiàn)，火焰的傳播速度主要由可燃?xì)怏w的燃燒速度與氣流的擴(kuò)散速度組成[9]。較高的氣流擴(kuò)散速度會引發(fā)管內(nèi)形成一系列湍流，湍流能在燃燒瞬間增大火焰的燃燒面積，急劇加快能量的釋放速率，使火焰加速、壓力升高，對生產(chǎn)設(shè)備及廠房造成嚴(yán)重的損害[10]。

為有效降低爆炸事故造成的損失，泄爆作為一種常用的技術(shù)手段受到眾多學(xué)者的關(guān)注[11-17]。而點火位置[12-13]、預(yù)混氣體濃度[14-17]、泄爆面積[15-16]和泄爆壓力[11,13,15,17]等均對泄爆措施的有效性具有重要的影響。小規(guī)模管道實驗中，學(xué)者們通常使用各種約束端面密封管道一端，研究火焰和爆炸超壓在管內(nèi)的變化規(guī)律[18-20]。不同材質(zhì)的約束端面所需的泄爆壓力不同，泄爆后所引發(fā)的火焰和超壓的變化趨勢亦有所差異[21-25]。約束端面破裂，管內(nèi)氣體泄流，火焰?zhèn)鞑ゼ铀賉26]。然而，相對于無膜密封下，約束端面又能顯著減弱管內(nèi)超壓的振蕩幅度[27]。約束端面的種類及有無嚴(yán)重影響著爆炸火焰及爆炸超壓的變化趨勢，現(xiàn)有文獻(xiàn)卻少有記載約束端面的破裂過程及破膜后不同約束端面對氣流外泄和回流的影響。因此，有必要研究不同約束端面下可燃?xì)怏w的爆炸過程，分析不同約束端面下火焰和超壓的變化規(guī)律?；诖?，自主搭建一套預(yù)混氣體爆炸系統(tǒng)，采用高速攝像技術(shù)研究不同濃度甲烷/空氣預(yù)混氣體在多種約束端面作用下的火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律，并通過壓力傳感器記錄管內(nèi)的超壓變化，耦合分析不同約束端面下火焰與超壓的變化過程。

1 實驗裝置與方法

1.1 實驗裝置

如圖1 所示，實驗系統(tǒng)主要由爆炸管道、配氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、光電與壓力采集系統(tǒng)、高速攝像系統(tǒng)及同步控制系統(tǒng)幾部分組成。爆炸管道為豎直放置的100 mm×100 mm×500 mm 的方形有機(jī)玻璃管道，耐壓強(qiáng)度為2 MPa。管道下端用不銹鋼法蘭盤密閉，上端用不同材質(zhì)的約束端面密封。

實驗中，采用排空氣法配制不同濃度的甲烷/空氣預(yù)混氣體。具體操作是通過2 個質(zhì)量流量計分別控制純度為99.99%的甲烷和空氣的體積流量，將不同濃度的甲烷/空氣預(yù)混氣體由管道底部的進(jìn)氣口通入管內(nèi)，然后通過管道上端的排氣口排出管外。為配制所需的氣體濃度，實驗中通入不少于管道4 倍容積的預(yù)混氣[18,28-29]。通氣結(jié)束后，同時關(guān)閉管道的進(jìn)氣閥和排氣閥。為降低管內(nèi)初始湍流對預(yù)混氣體爆炸火焰?zhèn)鞑サ挠绊懀瑢⒐軆?nèi)氣體靜置30 s 后，當(dāng)管內(nèi)處于較低程度的湍流時，再利用電壓為6 V 的高頻脈沖點火器引燃管內(nèi)預(yù)混氣體。點火電極由直徑為0.3 mm 的鉑絲制成，其距底部法蘭盤80 mm。持續(xù)點火時間為0.3 s。

實驗時，由同步控制器統(tǒng)一控制點火系統(tǒng)、光電與壓力采集系統(tǒng)和高速攝像系統(tǒng)的啟閉。光電傳感器對準(zhǔn)點火電極，用于記錄點火放電時刻，壓力傳感器一個位于管道底端法蘭盤中心，一個位于距管道上端開口100 mm 處，其量程均為-100～100 kPa。光電與壓力信號通過USB-1608FS PLUS 型數(shù)據(jù)采集卡采集，采樣頻率為15 kHz。高速攝像系統(tǒng)為德國LaVision 4G 高速攝像儀，拍攝頻率為2 000 s-1。

1.2 管道上端的密封材料

實驗中，分別用不同層數(shù)的0.3 mm 厚的PVC 薄膜和0.3 mm 厚的紙膜密封管道上端。經(jīng)測試，單層PVC 薄膜和紙膜作用下的泄壓峰值分別為6.7 和15.0 kPa，且在這2 種薄膜共同作用的工況下，PVC 薄膜始終置于最底層。爆炸過程中，火焰對稱發(fā)展，使管內(nèi)壓力上升，薄膜輕微隆起，形成帳篷式的弧面。破膜前薄膜的受力分析圖可簡化為圖2, A、B、C、D 為管道四邊的中點，E、E′為橫截面中心。

上端法蘭盤將薄膜與管道邊緣固定，限制了薄膜的膨脹，使薄膜各點處均受到垂直弧面向外的壓力，但由于弧面上各點受力并不相同，在管道兩邊的交點和薄膜正中心的E（或E′）點處形成應(yīng)力集中區(qū)，其中E（或E′）點處受到各方向上壓力的合力最大。當(dāng)管內(nèi)壓力達(dá)到該薄膜密封條件下的泄爆壓力時，薄膜極易由此點破裂，且通過實驗證實，E（或E′）點處最先破裂的概率最大。因此，本文中是基于E（或E′）點最先破裂開展研究的。

盡管上端密封薄膜均從E（或E′）點最先破裂，但不同材質(zhì)的薄膜，如脆性材料（紙）和塑性材料（PVC 薄膜），其破膜情況亦有所不同。PVC 薄膜的橫向與縱向拉伸強(qiáng)度不同，但同一方向上拉伸強(qiáng)度相近。因此，PVC 薄膜由E 點破裂后裂痕（裂痕在水平方向的投影）往往為平行于管道的某一邊，如圖2（a）中的AC 或BD 兩線，其破膜后的效果如圖3（a）所示。由圖3(a)可知，PVC 薄膜破裂后，管道上端的最大泄爆口寬度明顯小于管寬。因此，管道上端的泄爆面積明顯小于管道的橫截面積。而脆性材料紙膜，受火焰?zhèn)鞑U(kuò)張的影響，從E′點破裂后則沿對角線FH 和IG 完全撕裂，如圖3（b）所示。在高壓氣流的推動下，破裂的紙片向管外張開，形成完全的開口，使管道上端的泄爆面積近似等于管道的橫截面積。

圖 3 薄膜破裂形態(tài)Fig. 3 Morphology of the ruptured films

1.3 爆炸超壓的選取

如上所述，管道上端用不同材質(zhì)的薄膜密封。破膜前，管內(nèi)預(yù)混氣體爆炸屬于定容爆炸，且由于管道較短，管內(nèi)各點壓力在較短時間內(nèi)即可達(dá)到準(zhǔn)平衡狀態(tài)，使管內(nèi)各點處壓力值基本相同。如圖4 所示，單層紙膜密封下，6.5%的甲烷爆炸時，兩壓力傳感器達(dá)到最大壓力的時間差僅為1.13 ms，所測的最大爆炸超壓也僅相差0.02 kPa。相對于破膜前火焰在管內(nèi)傳播的時間和破膜時所達(dá)的爆炸超壓，此時間差和壓力差基本可以忽略。而破膜后，由于管道上端泄壓較快，所測壓力值相對較??；受預(yù)混氣體爆炸的影響，管道底端所測的壓力峰值整體略大。一般而言，較大的爆炸超壓會造成更大的破壞威力。因此，從安全防護(hù)角度而言，應(yīng)選管道底端壓力傳感器所測的壓力作為預(yù)混氣體的爆炸超壓。另外，本文使用薄膜破裂時管道下端法蘭處壓力傳感器所測的管內(nèi)超壓作為此時的泄爆壓力，且實驗過程中每個工況重復(fù)3～4 次，取重復(fù)性較好的3 組數(shù)據(jù)的平均值進(jìn)行超壓分析。

圖 4 單層紙膜密封下6.5%的甲烷爆炸時上、下兩壓力傳感器所測的壓力曲線Fig. 4 Pressure profiles of 6.5% methane explosion measured by the two pressure gauges with the upper end sealed by a layer of paper

2 結(jié)果與分析

2.1 不同約束端面下爆炸火焰與壓力的耦合分析

相同材質(zhì)約束端面下，不同濃度甲烷爆炸火焰與壓力的耦合圖相似，由于篇幅所限，每種約束端面本文僅取一種濃度的甲烷爆炸火焰與壓力耦合曲線進(jìn)行分析。

圖5(a)為單層PVC 薄膜密封上端管口時，9.5%的甲烷爆炸火焰與壓力耦合關(guān)系圖。預(yù)混氣體被引燃后，管內(nèi)超壓快速上升，并于15 ms 時達(dá)到第一個壓力峰值，即泄壓峰值(6.7 kPa)。薄膜破裂造成管內(nèi)壓力驟降，一部分預(yù)混氣體由上端管口泄出，使管內(nèi)氣體流速加大，火焰在短時間內(nèi)加速傳播。然而，相對于無膜密封時，管內(nèi)的實際泄壓速率明顯要小，管道上端殘存的PVC 薄膜如障礙物一般阻礙可燃?xì)怏w的泄流和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑龃?；且單層PVC 薄膜的承壓強(qiáng)度較小，管道內(nèi)外壓差較小時PVC 薄膜即已破裂。因此，破膜后管內(nèi)并未造成大的湍流，伴隨著氣體流速的減小，火焰?zhèn)鞑ニ俣染徛陆?。然而，破膜后管道上端對火焰的約束減弱，燃燒速率不斷升高，爆炸超壓再次上升，并隨指形火焰?zhèn)髦辽隙斯芸跁r達(dá)到最大值。當(dāng)火焰?zhèn)鞑ブ凉芸诟浇鼤r，PVC 薄膜受熱收縮，泄爆口進(jìn)一步擴(kuò)張，伴隨著燃燒產(chǎn)物的降溫，管內(nèi)超壓再次降低。此時，外部的可燃?xì)怏w雖發(fā)生爆炸，但由于泄出的氣體相對較少，因此并未造成管內(nèi)超壓的大幅振蕩。值得一提的是，盡管本文所用管道與溫小萍等[30]所用(150 mm×150 mm×500 mm)相似，且上端均為PVC 薄膜密封，然而對比兩者的壓力曲線可知，兩者間仍存在明顯的差異。由此證實，即使所用密封材質(zhì)相似，不同厚度和拉伸強(qiáng)度的密封材料，所測的爆炸超壓曲線亦有所不同。

圖 5 單層PVC 薄膜下9.5%的甲烷爆炸火焰與壓力耦合圖Fig. 5 Coupled relationship between flame propagation and overpressure history of 9.5% methane explosion sealed by a single layer of PVC film

圖 6 單層紙膜下6.5%的甲烷爆炸火焰與壓力耦合圖Fig. 6 Coupled relationship between flame propagation and overpressure history of 6.5% methane explosion sealed by a single layer of paper

管道上端用單層紙膜密封時，濃度為6.5%的甲烷爆炸火焰與壓力的耦合關(guān)系如圖6 所示。單層紙膜密封下甲烷的爆炸超壓明顯高于單層PVC 薄膜時的爆炸超壓，火焰與壓力隨時間變化的曲線在破膜后也都呈現(xiàn)出不同程度的振蕩。薄膜破裂前，管內(nèi)超壓已達(dá)15 kPa，較大的壓差下，大量氣體在薄膜破裂瞬間涌出，使火焰?zhèn)鞑ニ俣榷虝r間內(nèi)由破膜前的2 m/s 升至79 m/s。如圖7 所示，破膜后指形火焰前鋒被迅速拉長(76.5～78.5 ms)。然而，火焰前鋒傳播速度的升高主要是由氣流外泄引起的，由顏色變淺的火焰可知，此時，管內(nèi)的實際燃燒速度并無明顯變化?；鹧婷娴睦L及氣流的高速泄出導(dǎo)致管內(nèi)單位時間的散熱增加，使管內(nèi)壓力驟降為負(fù)壓。負(fù)壓下外部高密度可燃?xì)怏w倒吸至管內(nèi)擠壓火焰面，造成火焰前鋒的倒退，使指形火焰變?yōu)槠矫嫘位鹧嬷敝粱鹧媲颁h向已燃?xì)怏w凹陷(78.5～82.0 ms)。此時，火焰前鋒速度也驟降至-32 m/s。往復(fù)的氣流振蕩使管內(nèi)形成較大湍流，在湍流的作用下，火焰前鋒產(chǎn)生褶皺，進(jìn)一步加速甲烷燃燒，使管內(nèi)壓力再次升高，將未燃?xì)怏w排出管外(82.0～85.5 ms)。隨著未燃?xì)庵牟粩嗫s短及管外可燃?xì)怏w的不斷稀釋，氣流振蕩幅度不斷減小，管內(nèi)超壓振蕩峰值也逐漸降低。然而，不同于不斷減小的超壓峰值，火焰前鋒在振蕩中卻不斷向上傳播，且隨著氣流振蕩的減弱及燃燒速率的不斷升高，火焰前鋒的峰值速度在泄壓后逐漸加大。當(dāng)燃燒速率達(dá)到一定程度時，外部氣體的擠壓下，火焰前鋒速度雖有減小但始終大于零，火焰鋒面也不再發(fā)生倒退，直至火焰?zhèn)鞒龉芡狻?/p>

圖 7 單層紙膜密封下6.5%的甲烷爆炸火焰?zhèn)鞑ig. 7 Flame propagation of 6.5% methane explosion sealed by a single layer of paper

2.2 不同約束端面下爆炸火焰的傳播

圖8 為多種約束端面下11.5%的甲烷爆炸火焰?zhèn)鞑D。火焰在管內(nèi)的傳播可分為約束端面破裂前的初期發(fā)展階段和破裂后的加速燃燒階段。盡管單層紙膜密封下火焰的初期發(fā)展階段比單層PVC 密封下長，但其整體傳播時間卻最短。單層PVC 薄膜密封時，火焰在管內(nèi)緩慢傳播，破膜時管道內(nèi)外的壓差較小，無法引起氣流的振蕩，破膜后火焰加速也不明顯，因此火焰在管內(nèi)整體傳播較慢；而單層紙膜密封下，泄壓后氣流振蕩加速了火焰的燃燒，縮短了火焰的整體傳播時間；兩者共同作用時，火焰?zhèn)鞑r間進(jìn)一步延長，一方面，破膜難度的加大延長了火焰的初期發(fā)展；另一方面，未完全破裂的PVC 薄膜會阻礙氣流的振蕩，降低管內(nèi)的湍流強(qiáng)度，因此，火焰的整體傳播時間再次延長。

圖 8 不同約束端面下11.5%的甲烷爆炸火焰?zhèn)鞑ig. 8 Flame propagation of 11.5% methane under different confined surfaces

如圖8 所示，多種約束端面下火焰前鋒位置隨時間變化的曲線在火焰發(fā)展前期均有不同程度的重合，而后隨約束端面的破裂逐漸分離。約束端面破裂，高壓氣體泄流，火焰?zhèn)鞑ゼ铀?，火焰前鋒位置隨時間變化的曲線出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折點，并在后續(xù)的發(fā)展中隨氣流的振蕩產(chǎn)生波動。對比不同約束端面下轉(zhuǎn)折點出現(xiàn)的時刻可以發(fā)現(xiàn)，薄膜層數(shù)越多，轉(zhuǎn)折點出現(xiàn)的時刻越晚，破膜時火焰前鋒距點火點的距離越遠(yuǎn)。薄膜層數(shù)的增多加大了約束端面的泄爆難度，破膜時管內(nèi)需要更多的能量積蓄，因此要求更多的氣體燃燒放熱；且在較大的破膜難度下，火焰?zhèn)鞑ニ俣仁艿胶艽蟮囊种?，因此，從點火到破膜所需的時間也越來越長。

2.3 不同約束端面下的爆炸超壓

圖9 為多種約束端面下7.5%的甲烷爆炸超壓圖。受破膜、泄流、外部爆炸等因素的影響，短管爆炸具有多個超壓峰值，第1 個超壓峰值為約束端面的泄壓峰值[22]。由圖9 可知，破膜后單層PVC 作用下的超壓曲線較平緩，而其他約束端面下的超壓曲線均呈現(xiàn)不同程度的振蕩。一般而言，約束端面的泄爆壓力越高，管內(nèi)超壓振蕩越明顯。然而，盡管單層PVC 和單層紙膜共同作用下的泄爆壓力比單層紙膜的要高，但破膜后管內(nèi)的負(fù)壓絕對值卻明顯小于單層紙膜作用下的負(fù)壓絕對值，且破膜后產(chǎn)生超壓振蕩也弱于單層紙膜下的超壓振蕩。這是因為管道上端未完全破裂的PVC 薄膜阻礙可燃?xì)怏w的泄流和倒吸，使管內(nèi)超壓振蕩快速衰減，湍流不斷減弱。隨著甲烷燃燒速率的不斷增大，燃燒放熱逐漸加強(qiáng)，氣流倒吸作用大大減弱，超壓曲線也不再發(fā)生振蕩，管內(nèi)熱量積累，爆炸超壓上升直至火焰前鋒到達(dá)泄爆口附近，泄壓增強(qiáng)，爆炸超壓才隨之降低。然而，隨著泄爆壓力的進(jìn)一步升高，較大的壓差下，管內(nèi)氣體泄流加強(qiáng)，約束端面被完全沖開，爆炸超壓再次劇烈振蕩。

圖 9 不同約束端面下7.5%的甲烷爆炸超壓變化Fig. 9 Explosion overpressure of 7.5% methane under different confined surfaces

2.4 相同薄膜密封下不同濃度甲烷爆炸超壓的衰減分析

表1 記錄了多種約束端面下不同濃度甲烷的爆炸超壓。PVC 薄膜約束下，不同濃度甲烷爆炸超壓曲線的第1 個壓力峰值均在6.7 kPa 左右，其第2 個壓力峰值間卻存在較大差異，濃度為6.5%、7.5%、9.5%和11.5%時，第2 個超壓峰值分別為4.3、5.3、7.7 和5.8 kPa。這是因為濃度為9.5%的甲烷燃燒反應(yīng)更劇烈，破膜時燃燒的可燃?xì)怏w最少，火焰前鋒上端的未燃?xì)庵铋L，在爆燃?xì)怏w的作用下，管內(nèi)超壓快速上升，最終大于泄壓峰值；而其他濃度的甲烷，破膜后管內(nèi)壓力積存則相對較少，均小于該約束端面下的泄壓峰值。因此，PVC 薄膜作用下的泄爆壓力并不隨甲烷濃度的改變而大幅改變，且當(dāng)泄壓峰值為最大峰值壓力時，泄壓峰值即可視為該濃度下甲烷的爆炸超壓。

表 1 多種約束端面下不同濃度甲烷的爆炸超壓Table 1 Explosion overpressure of methane at different concentrations with the upper end sealed by different materials

由表1 可知，其他約束端面下，不同濃度的甲烷/空氣預(yù)混氣體的爆炸超壓相近，如1 層紙膜、1 層PVC 薄膜+1 層紙膜、1 層PVC 薄膜+2 層紙膜、1 層PVC 薄膜+3 層紙膜、1 層PVC 薄膜+4 層紙膜密封下不同濃度甲烷的爆炸超壓均分別在15、19、34、55 和70 kPa 左右。這些約束端面的承壓強(qiáng)度較高，破膜后大量的可燃?xì)怏w外泄使管內(nèi)可燃?xì)怏w密度不斷降低，且上端的泄壓使管內(nèi)壓力無法大量積蓄，造成后續(xù)的爆炸超壓均低于約束端面的泄爆壓力。因此，當(dāng)泄爆壓力達(dá)到一定程度時，泄壓峰值即可視為甲烷的爆炸超壓，此時，不同濃度甲烷的爆炸超壓相同。

點火后，火焰緩慢發(fā)展，管內(nèi)壓力積蓄，直至上端約束端面破裂，超壓發(fā)展進(jìn)入衰減振蕩階段。但由于不同濃度甲烷燃燒速率的不同，造成管道上端的破膜時間存在明顯的差異。為方便對比破膜后管內(nèi)超壓的衰減過程，圖10 中爆炸超壓的起點均從管道上端約束端面破裂時，管內(nèi)爆炸壓力達(dá)到最大值的時刻開始。如圖10 所示，破膜后管內(nèi)超壓驟降，并以正弦波的形式衰減振蕩。然而，對比不同濃度甲烷在相同約束端面下的超壓衰減曲線可以發(fā)現(xiàn)，在超壓衰減振蕩的前半個周期內(nèi)，不同濃度甲烷爆炸超壓的衰減軌跡幾乎完全重合，隨后才逐漸分離，以各自的頻率衰減振蕩。這是因為相同約束端面作用下的泄爆壓力相同，破膜后管道內(nèi)外巨大的壓差成為壓力衰減振蕩的主導(dǎo)因素，而不同濃度可燃?xì)怏w的燃燒速率對超壓振蕩的影響則相對較小，可以完全忽略。因此，不同濃度的甲烷在約束端面破裂后的前半個周期，超壓衰減曲線完全重合。破膜后氣流振蕩促使管內(nèi)產(chǎn)生湍流，不斷加強(qiáng)甲烷的燃燒速率，使燃燒放熱對超壓振蕩的影響逐漸顯現(xiàn)，造成超壓衰減曲線的分離，且振蕩幅度越大，超壓曲線分離越快。

圖 10 不同約束端面下甲烷爆炸超壓衰減Fig. 10 Explosion overpressure damping process of methane sealed by different films

3 結(jié) 論

通過自主搭建的實驗平臺完成了多種約束端面下不同濃度甲烷的爆炸實驗，得出以下結(jié)論：

(1)約束端面的性質(zhì)對甲烷爆炸火焰和超壓發(fā)展有顯著的影響，不同材質(zhì)約束端面破裂后的形態(tài)有很大差異。塑性材料PVC 薄膜的泄爆壓力較低，破裂后形成的泄爆口明顯小于管道的橫截面積，且管道上端殘存的PVC 薄膜能有效抑制管道內(nèi)外氣流的泄出與回流，阻礙火焰的傳播發(fā)展，使管內(nèi)無法形成超壓振蕩；而脆性材料紙膜破裂后形成的泄爆面積約等于管道的橫截面積，較大的壓差下，氣流快速泄放、回流，造成火焰與超壓的振蕩；兩者共同作用時，破膜后火焰與超壓的振蕩幅度都有所減弱，但隨著紙膜層數(shù)的增加，PVC 薄膜的抑制作用逐漸減弱。

(2)多種約束端面下火焰前鋒位置隨時間變化的曲線在火焰發(fā)展前期均有不同程度的重合，而后隨約束端面的破裂逐漸分離。約束端面破裂，火焰?zhèn)鞑ゼ铀?，火焰前鋒位置隨時間變化的曲線出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折點，且泄壓峰值越大，轉(zhuǎn)折點出現(xiàn)的時刻越晚，破膜時火焰前鋒距點火點的距離越遠(yuǎn)。

(3)高承壓約束端面下，不同濃度甲烷的爆炸超壓相同。此時，泄壓峰值即為不同濃度甲烷的爆炸超壓；且相同約束端面下，破膜后不同濃度甲烷的超壓振蕩曲線在壓力衰減的前半個周期內(nèi)完全重合。此時，管道內(nèi)外的壓差成為主導(dǎo)壓力振蕩的重要因素，而不同濃度甲烷的燃燒速率對超壓振蕩的影響則可以忽略不計。