李海濤，陳曉坤，鄧 軍，胡湘渝，王秋紅，翟小偉

(1.西安科技大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，陜西 西安 710054; 2.西安科技大學(xué) 陜西省煤火災(zāi)害防控重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710054; 3.慕尼黑工業(yè)大學(xué) 空氣動(dòng)力研究所，德國(guó) 慕尼黑 85478)

近年來(lái)，隨著煤礦開采技術(shù)的不斷革新以及工業(yè)發(fā)展對(duì)煤炭產(chǎn)能需求的增大，煤礦產(chǎn)量不斷提高的同時(shí)，安全環(huán)節(jié)較為薄弱，造成煤粉塵污染[1]及煤塵爆炸事故頻發(fā)。爆炸產(chǎn)生的超壓及高溫不僅嚴(yán)重威脅井下煤礦工人的生命安全，而且破壞井下生產(chǎn)設(shè)備，已成為破壞煤礦安全生產(chǎn)的罪魁禍?zhǔn)住?jù)不完全統(tǒng)計(jì)，近10 a，煤塵爆炸事故20余起，造成死傷1 000余人，累計(jì)經(jīng)濟(jì)損失60億元[2-3]。因此，研究煤塵爆炸過(guò)程及火焰?zhèn)鞑?dòng)力學(xué)行為是進(jìn)行煤塵爆炸高效防控的前提之一。

目前，國(guó)內(nèi)外已有諸多關(guān)于煤粉爆炸及火焰?zhèn)鞑バ袨榈睦碚摷皩?shí)驗(yàn)研究。這些研究主要采用小尺寸爆炸裝置對(duì)煤塵爆炸機(jī)理[4]、爆炸特征參數(shù)[5-6]、爆炸極限[7]、爆炸殘留物[8-10]、阻隔控爆[11-12]等方面進(jìn)行分析。

此外，開展爆炸過(guò)程中火焰?zhèn)鞑ヌ卣骷皠?dòng)力學(xué)行為的相關(guān)研究也對(duì)煤塵爆炸致災(zāi)防控具有重要意義。大量學(xué)者采用實(shí)驗(yàn)測(cè)試手段對(duì)煤塵爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程進(jìn)行了相關(guān)研究。KANSA等[13]基于固體顆粒熱解、氣相燃燒、氣固相互作用等因素，提出了煤粉燃爆瞬態(tài)計(jì)算模型。SLEZAK等[14-15]采用大尺寸哈特曼管研究了煤塵云爆炸過(guò)程中火焰?zhèn)鞑ヌ卣鳎沂玖嘶鹧嫘螒B(tài)與熱輻射之間的關(guān)系。CLARK等[16]構(gòu)建了瞬態(tài)火焰?zhèn)鞑ゼ凹铀俚臄?shù)值模型，預(yù)測(cè)了煤粉顆粒粒徑及不同參數(shù)對(duì)火焰速度的影響。LIU Yi等[17-18]研究了豎直密閉管道內(nèi)甲烷煤塵預(yù)混爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，構(gòu)建了火焰溫度、火焰速度、化學(xué)反應(yīng)強(qiáng)度的量化關(guān)系模型。BAI Chunhua等[19]采用10 m3大尺寸管道研究了甲烷煤塵預(yù)混爆炸過(guò)程中爆炸超壓與火焰結(jié)構(gòu)、火焰速度的量化關(guān)系，并對(duì)火焰鋒面結(jié)構(gòu)進(jìn)行了精細(xì)化分析。CAO Weiguo等[20]采用半密閉管道進(jìn)行煤塵爆炸實(shí)驗(yàn)，揭示了爆炸過(guò)程中火焰與熱輻射效應(yīng)的關(guān)系。AJRASH等[21]利用水平爆轟管道研究了煤塵對(duì)甲烷爆轟火焰的影響特征，建立了爆炸超壓與火焰峰值速度的耦合關(guān)系。李雨成等[22-23]研究了煤質(zhì)指標(biāo)及其他因素對(duì)煤塵爆炸火焰長(zhǎng)度的影響，并采用機(jī)器學(xué)習(xí)進(jìn)行了預(yù)測(cè)和分析。陳棟梁等[24-25]對(duì)豎直管道內(nèi)甲烷、煤塵復(fù)合體系爆炸火焰進(jìn)行了研究，分析了火焰?zhèn)鞑ヌ卣骱突鹧娼Y(jié)構(gòu)，揭示了火焰各區(qū)域的化學(xué)反應(yīng)強(qiáng)度變化規(guī)律。畢明樹、李江波[26]利用1.2 m豎直爆炸管研究了甲烷濃度、煤粉濃度、煤粉粒徑以及點(diǎn)火延遲時(shí)對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊?。曹衛(wèi)國(guó)等[27]采用哈特曼管道研究了煤粉塵爆炸過(guò)程中火焰?zhèn)鞑ヌ卣?，分析了焰?zhèn)鞑ニ俣群蜏囟茸兓卣鳌Ｒ陨详P(guān)于煤塵爆炸研究大多采用實(shí)驗(yàn)研究密閉容器內(nèi)煤塵爆炸特性及火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，而煤礦井下受限空間多為半密閉的，半密閉空間內(nèi)煤塵爆炸火焰?zhèn)鞑ヌ卣骷皠?dòng)力學(xué)行為更加復(fù)雜，實(shí)驗(yàn)難度大、成本高、安全性差。

隨著數(shù)值計(jì)算理論及軟件的飛速發(fā)展，數(shù)值模擬已成為研究煤塵爆炸的又一重要途徑。HOUIM等[28-29]基于多相燃燒模型對(duì)水平管道內(nèi)甲烷爆炸沖擊波誘導(dǎo)煤塵爆炸進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了沉積煤塵與爆炸沖擊波的相互作用。劉天奇[30-31]采用數(shù)值模擬研究了水平管道內(nèi)低變質(zhì)程度煤粉爆炸火焰?zhèn)鞑ヌ卣?，分析了管道尺寸?duì)火焰速度及火焰溫度的影響規(guī)律。SHIMURA和MATSUO等[32]基于CFD-DEM方法對(duì)甲烷爆炸沖擊波誘導(dǎo)煤塵燃燒的火焰結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬，揭示了煤塵熱解區(qū)與化學(xué)反應(yīng)區(qū)的相互關(guān)系。CAO Weiguo等[33]采用數(shù)值模擬研究了不同長(zhǎng)度的開放管道內(nèi)煤塵爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，揭示了管道尺寸與火焰速度的相互關(guān)系。以上研究主要采用數(shù)值模擬對(duì)管道內(nèi)煤塵爆炸過(guò)程進(jìn)行模擬分析，從而定性定量研究火焰結(jié)構(gòu)及火焰?zhèn)鞑ニ俣妊莼?guī)律。

在以前研究中，筆者建立了甲烷/空氣氣氛下煤塵云爆炸的數(shù)學(xué)模型，采用數(shù)值模擬分別研究了密閉豎直管道及標(biāo)準(zhǔn)20 L爆炸球內(nèi)甲烷/空氣氣氛下煤塵云爆炸的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程及煤塵燃燒特征，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果相吻合[34-35]。基于前期研究，筆者采用數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了哈特曼管道內(nèi)煤塵的粉塵云形成特征及爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，獲取了粉塵分散過(guò)程中流場(chǎng)變化特征，分析了開放管道內(nèi)煤塵云的形成機(jī)制，研究了煤塵粒徑及點(diǎn)火延時(shí)對(duì)火焰高度及火焰速度的影響，揭示了開放管道內(nèi)煤粉塵爆炸火焰的演化機(jī)制，研究工作對(duì)于礦井煤塵爆炸災(zāi)害防控具有重要的參考價(jià)值。

1 數(shù)值模型構(gòu)建

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及物理模型

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，主要由哈特曼管、粉塵分散及配氣系統(tǒng)、高速攝像儀、高壓點(diǎn)火器、同步控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。其中哈特曼燃燒管道為內(nèi)徑0.068 m、高0.3 m、厚度0.02 m的上端開口的半封閉柱形透明玻璃管道。利用粉塵分散及配氣系統(tǒng)結(jié)合管道底部中心Dahoe噴嘴實(shí)現(xiàn)煤塵在管道內(nèi)的均勻分散。2點(diǎn)火電極距離為6 mm，點(diǎn)火能量100 mJ。根據(jù)裝置實(shí)際尺寸，采用ICEM構(gòu)建模型，如圖2所示。為了更真實(shí)地再現(xiàn)爆炸火焰的動(dòng)態(tài)傳播過(guò)程，計(jì)算模型主要包含開口的豎直燃燒管道和管道上部的柱形(直徑0.3 m、高度0.36 m)外流場(chǎng)計(jì)算域。采用四面體劃分網(wǎng)格，并對(duì)邊界層進(jìn)行加密。壁面最小網(wǎng)格尺寸為0.05 mm，網(wǎng)格增長(zhǎng)率為1.1。

圖1 煤粉云爆炸火焰?zhèn)鞑y(cè)試裝置Fig.1 Experimental apparatus for flame propagation of coal dust cloud

圖2 數(shù)值計(jì)算模型及網(wǎng)格Fig.2 Numerical models and grids

此外，為了確定模擬的最優(yōu)網(wǎng)格模型，進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證，采用了3種不同數(shù)量網(wǎng)格(125 402，220 458，542 136)對(duì)質(zhì)量濃度為300 g/m3煤塵在管道內(nèi)爆炸壓力進(jìn)行模擬分析，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1。從表1可以看出，數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的壓力值的相對(duì)誤差分別為12.45%，5.52%，4.27%。表明，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密有助于提高計(jì)算結(jié)果精度，且模型II和III的壓力值計(jì)算結(jié)果相差不大，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合。但考慮到計(jì)算效率和時(shí)間成本，采用模型II進(jìn)行模擬分析。

表1 3種不同網(wǎng)格計(jì)算得到爆炸壓力峰值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 1 Comparison for the peak pressure obtained from experimental and numerical simulation

1.2 模擬假設(shè)與受力分析

煤塵顆粒在開放的哈特曼管內(nèi)的擴(kuò)散為氣-固兩相相互作用過(guò)程，煤塵顆粒與氣體之間的相互作用伴隨著動(dòng)量和能量的傳遞。煤顆粒受到的作用力包括[34-35]:重力、浮力、阻力、虛擬質(zhì)量力等?？紤]到煤塵的粒徑和噴粉壓力，重力大小遠(yuǎn)高于其它相間作用力，故此忽略其它力的作用，煤塵顆粒分散過(guò)程遵循牛頓第二運(yùn)動(dòng)定律。

煤粉云爆炸是一個(gè)鏈?zhǔn)竭B環(huán)反應(yīng)的復(fù)雜的物理化學(xué)反應(yīng)過(guò)程，包括均相過(guò)程和非均相過(guò)程。分為4個(gè)階段:① 氧分子向煤顆粒表面擴(kuò)散(圖3(a));② 在外界高溫?zé)嵩吹募訜嶙饔孟?，懸浮煤顆粒受熱后表面迅速升溫，揮發(fā)分及碳?xì)浠衔镂龀?圖3(b));③ 可燃性組分匯聚后形成氣體外殼，吸收熱量產(chǎn)生鏈化學(xué)反應(yīng)，煤塵顆粒發(fā)生閃燃(圖3(c));④ 閃燃的煤塵顆粒放出熱量，以分子傳導(dǎo)和火焰輻射加熱周圍的塵粒，并使之參與鏈反應(yīng)(圖3(d))。整個(gè)過(guò)程如圖3所示。

圖3 煤塵爆炸物理模型Fig.3 Physical model of coal dust explosion

1.3 數(shù)學(xué)模型與求解算法

開放管道內(nèi)煤粉云爆炸為氣-固耦合燃燒問(wèn)題，采用N-S方程描述氣相流動(dòng)過(guò)程[34-35]，基于RNG的k-ε模型構(gòu)建湍流流動(dòng)過(guò)程，采用DPM模型追蹤顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡。在笛卡爾坐標(biāo)系下，煤塵顆粒所受作用力的平衡方程見(jiàn)文獻(xiàn)[34-35]。

煤塵的氣化過(guò)程主要化學(xué)反應(yīng)有5個(gè)階段:① 水分蒸發(fā);② 揮發(fā)分析出;③ 燃料與氧化劑的氣相混合;④ 氣相燃燒爆炸;⑤ 焦炭顆粒燃燒。整個(gè)過(guò)程表述如下:

(1)

水分蒸發(fā)過(guò)程相對(duì)簡(jiǎn)單，可采用液滴蒸發(fā)模型來(lái)描述水分的析出過(guò)程，計(jì)算過(guò)程為

(2)

此外，煤塵燃爆過(guò)程既有氣相燃燒的均相化學(xué)反應(yīng)，又有焦炭顆粒燃燒的非均相化學(xué)反應(yīng)。

均相反應(yīng)速率Ri,gas由化學(xué)反應(yīng)速率Ri,chem和湍流混合速率Ri,tur的最小值所確定。對(duì)于湍流混合速率可以采用渦耗散模型，該模型假定化學(xué)反應(yīng)速率要比湍渦的時(shí)間尺度要大，因此，反應(yīng)速率由反應(yīng)物間的湍流混合速率所決定。

(3)

(4)

Ri,gas=min(Ri,chem,Ri,tur)

(5)

煤炭顆粒在氣化過(guò)程中的非均相化學(xué)反應(yīng)主要有煤塵顆粒的熱解，非均相反應(yīng)速率由反應(yīng)物的擴(kuò)散速率和化學(xué)反應(yīng)速率所決定。

采用雙步競(jìng)爭(zhēng)模型(Two-competing-reactions Model)模擬煤塵顆粒中揮發(fā)分的析出，該模型加權(quán)了不同溫度下的反應(yīng)速率，揮發(fā)分的含量與析出速率關(guān)系為

(6)

(7)

式中，mv(t)為t時(shí)刻揮發(fā)分質(zhì)量；fu,0為單顆粒中揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)；mp為單顆粒質(zhì)量，mp,0為單顆粒初始質(zhì)量；a為吸收系數(shù)；α1,α2分別為兩步反應(yīng)中化學(xué)反應(yīng)常數(shù)，由Arrhenius公式中指前因子及活化能決定；R1，R2分別為兩步反應(yīng)中化學(xué)反應(yīng)速率；A1，A2分別為兩步反應(yīng)中指前因子；E1，E2分別為兩步反應(yīng)中活化能。

輻射計(jì)算采用P-1輻射模型，為P-N輻射模型正交球諧的前4項(xiàng)，具體表達(dá)為

(8)

(9)

式中，qy為輻射通量;σs為散射系數(shù);C為線性各向異性函數(shù)系數(shù);?為梯度;G為入射輻射角強(qiáng)度;Ω為立體角。

引入?yún)?shù):

(10)

輻射熱流方程后，方程(8)可轉(zhuǎn)化為

qy=-Γ?G

(11)

G的運(yùn)輸方程為

?(Γ?G)-aG+4aσT4=SG

(12)

式中，σ為Stefan-Boltzmann常數(shù);SG為用戶自定義輻射源項(xiàng)。

采用P-l模型時(shí)，采用FLUENT求解此方程以得到當(dāng)?shù)剌椛鋸?qiáng)度;綜合方程(11),(12)，可得到

-?qy=aG-4aσT4

(13)

將-?qy直接代入能量方程即可得到由于輻射所引起的熱源。

(14)

式中，qy,W為輻射通量;εW為壁面輻射率;TW為壁面溫度;ρW為壁面反射率;GW為壁面入射輻射強(qiáng)度。

采用Peng-Robinson方程描述氣體密度狀態(tài)方程。氣體壓力p可描述與溫度相關(guān)的函數(shù):

(15)

式中，κ為壓力常數(shù)；b和a(T)的計(jì)算表達(dá)式分別為

(16)

(17)

其中，a0計(jì)算公式為

(18)

其中，Tc,Pc分別為當(dāng)前溫度下的氣體的溫度及壓力。參數(shù)n可通過(guò)計(jì)算無(wú)中心因子函數(shù)φ來(lái)確定:

n=0.38+1.54φ-0.27φ2

(19)

模擬中初始溫度設(shè)置為300 K，管道壁面絕熱，管道開口采用壓力出口，開放空間為壓力遠(yuǎn)場(chǎng)邊界;噴粉采用壓力入口，高壓空氣由管道底部Dahoe噴嘴下表面進(jìn)入，噴粉壓力變化如下:

P=20 000exp(-1 500t′)

(20)

其中，P為噴粉壓力;t′為噴粉時(shí)間。

此外，為了研究煤塵顆粒粒徑對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ卣鞯挠绊懀P者對(duì)3種不同粒度(150，200，300目)的煤塵進(jìn)行爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程測(cè)試，3種煤塵粒徑分布如圖4所示。從圖4可以明顯看出，3種不同粒度煤塵的粒徑分布存在明顯差別，但總體呈現(xiàn)雙R分布特征，其對(duì)應(yīng)的中位粒徑D50分別為105，68.7，46.8 μm。采用C++對(duì)3種不同粒徑分布進(jìn)行擬合并編程后導(dǎo)入FLUENT進(jìn)行計(jì)算，粉塵分散均勻后采用TUI Spark ignition進(jìn)行點(diǎn)火設(shè)置[34-35]，點(diǎn)火持續(xù)時(shí)間依據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)試情況設(shè)置。

圖4 煤粉顆粒粒徑分布特征Fig.4 Particle size distribution characteristics of pulverized coal

2 結(jié)果與討論

2.1 開放管道內(nèi)煤粉云形成過(guò)程及演化機(jī)制

2.1.1開放管道內(nèi)煤粉云形成過(guò)程

選取質(zhì)量濃度300 g/m3、粒徑200目的煤塵進(jìn)行分別采用豎直管道內(nèi)進(jìn)行噴粉測(cè)試及數(shù)值模擬，得到了不同時(shí)刻煤塵顆粒分散過(guò)程云圖，如圖5所示。

圖5(a)為實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可以看出當(dāng)高壓氣閥開啟后，高壓氣體在管到底部Dahoe噴嘴的噴射及擾流作用下迅速產(chǎn)生射流。與此同時(shí)，沉降在管道底部的粉塵顆粒在高壓氣流的攜帶及揚(yáng)塵作用下迅速分散并揚(yáng)起，在氣流與管道底部及壁面的復(fù)雜作用下，粉塵在揚(yáng)起過(guò)程中并不呈現(xiàn)均勻分布，而均有明顯的分層及團(tuán)聚特征。10 ms時(shí)，粉塵團(tuán)擴(kuò)散至管道上表面，此后在湍流流動(dòng)及顆粒間的碰撞效應(yīng)作用下，煤塵顆粒云團(tuán)持續(xù)向管道上部的開放空間運(yùn)動(dòng)擴(kuò)散，在粉塵顆粒自身重力及外部氣壓的綜合影響下，粉塵云團(tuán)擴(kuò)散減緩，管道口四周粉塵云開始沉降，形成“傘狀”云團(tuán)。

圖5 不同時(shí)刻管道內(nèi)煤粉顆粒擴(kuò)散及分布特征Fig.5 Contour plots for diffusion and distribution characteristics of pulverized coal particles in the tube at different moments

圖5(b)為煤塵顆粒在管道內(nèi)擴(kuò)散的數(shù)值模擬結(jié)果，可明發(fā)現(xiàn)，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果具有較強(qiáng)的一致性。從圖5可看出，煤塵在管道內(nèi)經(jīng)歷了4個(gè)不同的連續(xù)階段并最終形成煤塵云。① 快速注入階段(0～6 ms):煤塵顆粒在高壓氣體的分散揚(yáng)塵作用下，與高壓氣體瞬間進(jìn)行動(dòng)量、能量交換后并沿豎直方向向管道口噴出;② 減速分散階段(6～10 ms):當(dāng)氣閥關(guān)閉后(邊界條件轉(zhuǎn)換)，管道內(nèi)氣流的湍流強(qiáng)度逐漸降低，氣流與煤塵顆粒的動(dòng)量、能量交換減弱，對(duì)顆粒剪切作用的增強(qiáng)，受氣流浮力和自身重力的雙重影響，彌散的煤塵顆粒運(yùn)動(dòng)速度迅速衰減。由此可見(jiàn)，若要確保粉塵均勻分散在管道內(nèi)部，需要保證適當(dāng)?shù)耐牧鲝?qiáng)度。③ 自由擴(kuò)散階段(10～20 ms):當(dāng)彌散的煤塵顆粒充滿管道后，此時(shí)管道內(nèi)仍有較強(qiáng)的殘余湍流強(qiáng)度，在顆粒碰撞及慣性作用下，部分顆粒持續(xù)向上運(yùn)動(dòng)并擴(kuò)散至管道上部的開放空間。此后，由顆粒擴(kuò)散誘導(dǎo)的湍流強(qiáng)度逐漸減小，但管道內(nèi)的煤塵顆粒在一定時(shí)間段內(nèi)仍然能保持懸浮狀態(tài)。④ 沉降階段(20 ms 以后):隨著管道內(nèi)的湍流強(qiáng)度持續(xù)降低，氣體與離散顆粒間的相互作用減弱[32]，重力及其他力對(duì)煤塵顆粒影響增強(qiáng)，大顆粒開始逐漸沉降，管道底部顆粒濃度逐漸增大。小顆粒能在較長(zhǎng)時(shí)間懸浮保持懸浮狀態(tài)。因此，可將管道內(nèi)煤塵顆粒分布的階段性特征作為優(yōu)化煤塵爆炸最佳點(diǎn)火延時(shí)的重要參考依據(jù)。

2.1.2煤粉云形成過(guò)程中流場(chǎng)時(shí)空演化特征

為了證實(shí)粉塵顆粒在分散過(guò)程中的階段性特征，獲取了不同時(shí)刻下?lián)P塵過(guò)程中管道內(nèi)的氣流速度和湍流強(qiáng)度云圖，分別如圖6，7所示。

從圖6可以看出，開啟高壓氣閥后，高壓氣體在管道底部傘狀噴嘴的擾流作用下迅速形成高速射流并在管道壁面及底部約束下沿豎直方向由底部向管道上部噴出。從整個(gè)流場(chǎng)速度發(fā)展趨勢(shì)來(lái)看，分散傘附近氣流速度極小且變化不大，管道內(nèi)氣流速度具有明顯的階段性特征。① 快速注入階段(0～6 ms):由于管道底部氣體在高壓下經(jīng)分散傘反彈后迅速擴(kuò)散，氣流速度在短時(shí)間內(nèi)驟增至峰值，此階段，氣流速度對(duì)稱性較差。6 ms時(shí)，管道內(nèi)氣體速度增至峰值，約為90 m/s。② 減速分散階段(6～10 ms):由于煤塵顆粒與高速氣流間的相互作用，2者間存在一定的能量、動(dòng)量交換，氣相運(yùn)動(dòng)速度逐漸減小，大量煤塵顆粒在氣流揚(yáng)塵作用下逐漸分散開;此外，Dahoe噴嘴對(duì)混合物預(yù)混流動(dòng)具有一定阻礙作用，導(dǎo)致氣流速度減小。③ 自由擴(kuò)散階段(10～20 ms):此階段，粉塵顆粒已較為均勻地分散在管道內(nèi)部并在氣流的夾帶作用下向管道上部的自由空間噴射，此階段管道內(nèi)氣流速度變化不大，但具有明顯的對(duì)稱特征。④ 沉降階段(20 ms 以后):粉塵顆粒與氣流相互作用減弱，粉塵誘導(dǎo)的湍流強(qiáng)度降低，管道口四周大顆粒煤塵開始沉降，形成較為穩(wěn)定的渦結(jié)構(gòu)(20 ms)，表明著此后氣流速度無(wú)法支撐管道口部煤塵顆粒的懸浮狀態(tài)。因此，在優(yōu)化開放管道內(nèi)煤塵爆炸最佳點(diǎn)火延時(shí)，建議選取減速分散至沉降階段的過(guò)渡時(shí)間點(diǎn)作為最佳點(diǎn)火延時(shí)。

圖6 不同時(shí)刻管道內(nèi)氣流速度云圖Fig.6 Contour plots for airflow velocity in the tube at different moments

圖7為不同時(shí)刻湍流動(dòng)能變化云圖，從圖7可知，由于煤塵顆粒與氣體存在能量、動(dòng)量交換，在整個(gè)噴粉過(guò)程中，湍流動(dòng)能峰值基本呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，但無(wú)明顯的階段性特征。這是由于湍流強(qiáng)度與初始?jí)毫Τ收嚓P(guān)，因此湍流動(dòng)能逐漸減小。但與速度場(chǎng)分布不一致，湍流動(dòng)能峰值區(qū)集中在管道底部及管道壁面，這可能由于管道壁面對(duì)氣流的黏附及約束作用阻礙了氣流向管道外部噴出，因而導(dǎo)致湍流動(dòng)能集中。

圖7 不同時(shí)刻管道內(nèi)湍流動(dòng)能云圖Fig.7 Contour plots of kinetic energy in the tube at different moments

隨著氣流與顆粒的持續(xù)作用，管道內(nèi)湍流強(qiáng)度均迅速減小，氣固相互作用減弱，粉塵彌散導(dǎo)致氣流流動(dòng)減弱，顆粒相之間、顆粒相與壁面的不穩(wěn)定作用導(dǎo)致了湍流強(qiáng)度呈現(xiàn)震蕩性特征。相對(duì)單一氣流而言，煤塵顆粒扮演著“障礙物”的角色，煤塵顆粒的分散、懸浮、沉降都會(huì)造成管道內(nèi)部湍流強(qiáng)度的減弱。而足夠的湍流動(dòng)能是保證粉塵云形成的必要條件，粉塵顆粒間碰撞、顆粒與壁面碰撞及氣固間的相互作用都會(huì)引起湍流動(dòng)能的改變。因而，受限空間內(nèi)氣固預(yù)混階段的殘余湍流強(qiáng)度對(duì)煤塵云爆炸具有一定影響，通過(guò)該量結(jié)合流場(chǎng)特征參數(shù)可對(duì)最佳點(diǎn)火延時(shí)進(jìn)行預(yù)判。因此，在進(jìn)行密閉或半密閉容器內(nèi)煤塵爆炸測(cè)試時(shí)，最佳點(diǎn)火延時(shí)的估算需要綜合考慮湍流強(qiáng)度和流場(chǎng)參數(shù)的衰變特征。

2.2 開放管道內(nèi)煤粉云爆炸火焰動(dòng)態(tài)行為及特征規(guī)律

2.2.1煤粉云爆炸過(guò)程中溫度變化特征

為了進(jìn)一步驗(yàn)證所建立的數(shù)值模型的精確性，采用溫度傳感器(型號(hào):PT3000，精度±0.15 ℃)對(duì)爆炸過(guò)程中火焰溫度進(jìn)行探測(cè)，測(cè)溫點(diǎn)位于管道出口處。圖8為爆炸過(guò)程中溫度變化曲線的數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。

圖8 火焰溫度試驗(yàn)測(cè)試與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison of the flame temperature obtained by experiment and simulation

從圖8可以得出，溫度曲線的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果具有較強(qiáng)的一致性。但整個(gè)溫度曲線可劃分為3個(gè)階段:① 上升區(qū)。點(diǎn)火電極釋放能量后引起煤塵顆粒的快速熱解及燃燒，燃爆產(chǎn)生的熱能迅速聚積，隨著燃爆反應(yīng)發(fā)展，表現(xiàn)為壓力、溫度迅速升高;② 峰值區(qū)。已燃煤塵爆炸后釋放的熱能持續(xù)累積，此時(shí)煤塵反應(yīng)完全并處于燃燼狀態(tài)，燃爆溫度驟增至峰值;③ 衰減區(qū)。溫度增至峰值后，系統(tǒng)內(nèi)能量一方面以熱能迅速向開放空間擴(kuò)散，另一方面表現(xiàn)為對(duì)管道的壓力效應(yīng)，系統(tǒng)內(nèi)壓力溫度逐漸降低。

然而，在溫度下降階段，存在較為明顯的誤差及振蕩特征。造成這一現(xiàn)象主要原因由于煤粉云擴(kuò)散燃燒時(shí)反應(yīng)速率的不穩(wěn)定性。燃爆后產(chǎn)生的固體殘留物及氣體產(chǎn)物的吸熱嚴(yán)重影響溫度場(chǎng)特征及擴(kuò)散過(guò)程。另外，數(shù)值模擬中并未考慮中間產(chǎn)物的鏈?zhǔn)椒磻?yīng)過(guò)程，模擬中假設(shè)煤塵顆粒為球形顆粒，與實(shí)驗(yàn)條件存在一定差異，且模擬中未考慮管道壁面及分散傘的吸熱效應(yīng)及對(duì)燃燒過(guò)程的影響。

2.2.2煤粉云爆炸過(guò)程中火焰形態(tài)時(shí)空演化特征

結(jié)合2.1模擬結(jié)果，選取點(diǎn)火延時(shí)20 ms，分別進(jìn)行進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)試及數(shù)值模擬，得到了該工況下煤粉云爆炸在不同時(shí)刻的火焰?zhèn)鞑バ蛄性茍D，如圖9所示。

圖9(a)為不同時(shí)刻下管道內(nèi)煤塵云爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，可以看出，爆炸初期(0～5 ms)，點(diǎn)火瞬間，點(diǎn)火電極附近的煤塵顆粒燃燒后形成淡黃色火焰，此后，火焰由點(diǎn)火中心向四周球形擴(kuò)展，持續(xù)近5 ms。爆炸中期(5～30 ms)，隨著燃爆的不斷發(fā)展，火焰在豎直方向上加速傳播，火焰高度迅速增大，火焰形狀不規(guī)則，10 ms時(shí)，火焰到達(dá)管到底部。此后，受前驅(qū)沖擊波及管道底部反彈的雙重影響，火焰向頂端傳播的速度快于向底端傳播。湍流作用影響增強(qiáng)，形成不連續(xù)的飛火及點(diǎn)狀火，這是由于管道內(nèi)氣流不穩(wěn)定及揮發(fā)分燃燒導(dǎo)致的浮升效應(yīng)的綜合作用造成的。爆炸后期(30 ms后)，受到管道內(nèi)壁和底部約束作用，爆炸產(chǎn)物的膨脹作用增強(qiáng)，燃料迅速消耗殆盡，燃燒反應(yīng)速率降低，火焰速度緩慢減小，火焰高度增速減緩，火焰逐漸充滿燃燒管道。但由于爆炸后期焦炭顆粒的非均相燃燒及湍流的影響，火焰形態(tài)極不規(guī)則，這與氣相爆炸火焰的明顯差別。40 ms后，火焰開始向開敞空間自由擴(kuò)散，在此階段，熱氣體向四周擴(kuò)散、沉降，而底部冷氣流在熱氣流的加熱及卷吸作用下迅速上升，火焰陣面拉伸、變形、褶皺，火焰速度逐漸減小，火焰最終呈現(xiàn)“蘑菇狀”。

圖9 不同時(shí)刻爆炸火焰結(jié)構(gòu)演化特征Fig.9 Evolution characteristics for flame structure at different moments

圖9(b)為該工況下爆炸過(guò)程中溫度場(chǎng)的模擬結(jié)果，可以看出，模擬得到的不同時(shí)刻火焰形態(tài)演化過(guò)程與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性。爆炸初期，0～5 ms時(shí)，火焰發(fā)展較為緩慢，火焰縱向傳播速度大于橫向傳播，垂直方向上火焰向上傳播的趨勢(shì)明顯。5～30 ms時(shí)，火焰橫向傳播速度加快，30 ms時(shí)火焰?zhèn)鞑ブ凉鼙?，火焰鋒面規(guī)則且連續(xù)，但受浮力效應(yīng)和湍流等因素影響，火焰前鋒產(chǎn)生扭曲和局部拉伸，呈拋物線狀。在此后，受燃燒產(chǎn)物的膨脹作用對(duì)未燃區(qū)粉塵云的吸熱影響，受點(diǎn)火時(shí)刻和火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程中持續(xù)存在的湍流流動(dòng)，火焰形態(tài)具有明顯的不規(guī)則特征。隨爆炸反應(yīng)的不斷進(jìn)行，煤顆粒中揮發(fā)分熱解后進(jìn)行均相燃燒，焦炭發(fā)生非均相燃燒，火焰中心溫度較高，而前鋒溫度較低，整個(gè)火焰陣面具有明顯的“三區(qū)”特征，已燃區(qū)最高溫度為2 500 K左右，未燃區(qū)溫度300 K。表明在火焰鋒面處只有可燃?xì)怏w和少量焦炭顆粒在燃燒，在火焰鋒面仍有大量煤顆粒參與燃燒反應(yīng)。但在整個(gè)爆炸過(guò)程中，火焰溫度分布不均，不同階段的火焰高溫區(qū)分部存在較大差異。這是由于點(diǎn)火后湍流對(duì)均相及非均相燃燒的綜合影響，以及爆炸產(chǎn)生的壓力波驅(qū)動(dòng)和浮升力效應(yīng)，進(jìn)而誘發(fā)更多煤塵顆粒在復(fù)雜的鏈?zhǔn)椒磻?yīng)中呈現(xiàn)的非均一溫度。

然而，模擬得到的火焰在自由空間擴(kuò)散過(guò)程無(wú)法完全匹配實(shí)驗(yàn)捕獲的圖像。這是由于，一方面，溫度場(chǎng)只是火焰形態(tài)的一種反映，與火焰形態(tài)本身存在較大差異;另一方面，火焰在開敞空間傳播過(guò)程受氣流流動(dòng)及外部吸熱等因素影響，會(huì)對(duì)溫度場(chǎng)的分布造成一定耦合影響，而在模擬中對(duì)此做出了假設(shè);此外，數(shù)值模擬中參數(shù)及模型的不確定度，導(dǎo)致不能完全反映實(shí)驗(yàn)中的湍流流動(dòng)與火焰的相互作用。因此模擬中無(wú)法精確獲取爆炸火焰在外部開放空間傳播的真實(shí)過(guò)程，但數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的火焰結(jié)構(gòu)具有較好的一致性。

基于實(shí)驗(yàn)測(cè)試及數(shù)值模擬獲取的火焰云圖，采用Matlab圖像處理技術(shù)進(jìn)行二值化、邊緣提取等處理，得到了該工況下爆炸過(guò)程中火焰鋒面高度和火焰速度隨時(shí)間變化的變化規(guī)律，如圖10所示。

圖10 不同時(shí)刻爆炸火焰高度與火焰?zhèn)鞑ニ俣汝P(guān)系Fig.10 Relationship between flame height and flame velocity at different moments

從圖10可以看出，隨著爆炸過(guò)程的發(fā)展，火焰鋒面高度逐漸增加，具有“Logistic”函數(shù)特征;而火焰?zhèn)鞑ニ俣认妊杆僭龃笾练逯岛笾饾u減小，表明火焰在爆炸過(guò)程中具有明顯的階段性特征。點(diǎn)火后，隨著煤塵燃爆的進(jìn)行，火焰鋒面高度及火焰速度迅速增大，這由于管道底部為封閉狀態(tài)時(shí)，燃爆產(chǎn)物的迅速膨脹及爆炸沖擊波的驅(qū)動(dòng)作用促使已燃區(qū)迅速擴(kuò)大，混合物燃燒反應(yīng)加快，宏觀表現(xiàn)為火焰高度迅速增加，火焰速度在短時(shí)間內(nèi)迅速增大至峰值，此后由于燃料的迅速消耗，化學(xué)反應(yīng)速率逐漸降低，爆炸壓力逐漸減小，因而火焰速度逐漸減小，火焰鋒面高度增速緩慢。管道內(nèi)可燃物燃燼后，火焰鋒面由管道擴(kuò)散至開放空間后呈現(xiàn)自由擴(kuò)散特征，此后爆炸壓力迅速降低，燃料與氧逐漸消耗殆盡，導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俣冗M(jìn)一步減小，火焰鋒面高度增速減緩并逐漸趨于定值。

對(duì)比實(shí)驗(yàn)測(cè)試及數(shù)值模擬得到的火焰鋒面高度及火焰速度曲線發(fā)現(xiàn)，140 ms時(shí)，火焰鋒面高度的實(shí)驗(yàn)值及模擬值分別為425.6 mm和428 mm，實(shí)驗(yàn)值和模擬值的誤差在1%以內(nèi)。而火焰速度的試驗(yàn)值和模擬值均在22.5 ms時(shí)增至峰值，分別為10.62 m/s和10.95 m/s，誤差在可接受范圍內(nèi)。造成2者得到的火焰鋒面高度及火焰速度存在誤差的主要原因如下:① 模型假設(shè)。實(shí)驗(yàn)中煤塵顆粒為不均勻的非球形顆粒，模擬中為球形顆粒;此外，實(shí)驗(yàn)中煤塵顆粒存在孔隙等結(jié)構(gòu)，而模擬中假設(shè)為均質(zhì)的單一實(shí)體顆粒，這些假設(shè)直接造成了顆粒碰撞等差異性，最終導(dǎo)致化學(xué)反應(yīng)速率的差別。② 參數(shù)及模型的不確定性。模擬中選取的湍流模型等均為較為成熟的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，所采用的參?shù)及模型不能完全真實(shí)反映實(shí)驗(yàn)中的湍流流動(dòng)與火焰的相互作用。③ 未考慮爆炸過(guò)程中管道壁面、噴嘴的吸熱效應(yīng)，這是導(dǎo)致模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值存在誤差的直接原因。

2.2.3煤粉粒徑及點(diǎn)火延時(shí)對(duì)火焰動(dòng)態(tài)行為特征的影響

(1)煤粉粒徑的影響。選擇3種不同粒徑煤塵進(jìn)行實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬，點(diǎn)火延時(shí)20 ms，得到了不同時(shí)刻各工況下火焰鋒面高度及火焰速度的對(duì)比結(jié)果，如圖11所示。

圖11 煤粉粒徑對(duì)火焰鋒面高度及火焰速度的影響Fig.11 Influence of coal particle size on flame height and flame velocity

從圖11可知，不同時(shí)刻下3種不同粒徑煤塵爆炸的火焰鋒面高度及火焰速度變化規(guī)律的實(shí)驗(yàn)值及模擬值具較為接近，但存在一定誤差。同一時(shí)刻，火焰鋒面高度隨著顆粒粒徑減小逐漸增大;這是由于煤塵濃度及點(diǎn)火時(shí)間一定時(shí)，顆粒粒徑減小，顆粒數(shù)量相對(duì)較多，單顆粒煤塵質(zhì)量減小，顆粒碰撞更加頻繁，且噴粉后受重力影響較弱，因而能保持較長(zhǎng)時(shí)間的懸浮狀態(tài)，爆炸時(shí)燃燒反應(yīng)強(qiáng)度相對(duì)較大，爆炸更為猛烈，火焰?zhèn)鞑ニ俣雀?，火焰鋒面高度較大;而顆粒粒度較大時(shí)，噴粉后容易造成沉降，此外，大粒徑顆粒比表面積小，延長(zhǎng)了氧氣向顆粒表面的擴(kuò)散時(shí)間，燃燒反應(yīng)強(qiáng)度降低，熱釋放也減緩，不完全反應(yīng)顆粒增多，爆炸較弱，因而火焰速度及火焰高度較小。

此外，從11(b)可看出，火焰速度隨著顆粒粒徑減小呈現(xiàn)較強(qiáng)的非線性特征。30 ms時(shí)，火焰速度隨著粒徑減小逐漸增大，這是由于顆粒粒徑較小，燃燒反應(yīng)較為迅速且充分，爆炸更為劇烈，因?yàn)榛鹧嫠俣容^大。而30 ms后，由于小粒徑樣本煤塵燃燒反應(yīng)減緩，爆炸強(qiáng)度減弱，因而此后粒徑較小的煤塵爆炸火焰速度較大，粒徑煤塵爆炸火焰速度小。

(2)點(diǎn)火延時(shí)的影響。選擇煤塵粒徑300目，點(diǎn)火延時(shí)分別為10,15,20,25,30 ms，基于實(shí)驗(yàn)測(cè)試及數(shù)值模擬，得到了不同時(shí)刻各工況下火焰鋒面高度及火焰速度的對(duì)比結(jié)果，如圖12所示。

圖12 點(diǎn)火延時(shí)對(duì)火焰鋒面高度及火焰速度的影響Fig.12 Influence of ignition delay on flame height and flame velocity

從圖12可知，不同時(shí)刻下5種點(diǎn)火延時(shí)下煤塵爆炸的火焰鋒面高度及火焰速度變化規(guī)律的實(shí)驗(yàn)值及模擬值較為接近，但存在一定誤差。同一時(shí)刻，火焰鋒面高度及火焰速度隨著點(diǎn)火延時(shí)的增大先增大后減小，且均在點(diǎn)火延時(shí)為20 ms時(shí)達(dá)到峰值;當(dāng)點(diǎn)火延時(shí)小于20 ms時(shí)，管道內(nèi)粉塵顆粒分散不均且極易造成顆粒團(tuán)聚，點(diǎn)火后燃燒反應(yīng)強(qiáng)度相對(duì)較小，爆炸反應(yīng)較弱，因而火焰速度及火焰高度較小。當(dāng)點(diǎn)火延時(shí)大于20 ms時(shí)，管道內(nèi)氣流速度逐漸減小，湍流強(qiáng)度降低，部分粉塵顆粒噴出管道后發(fā)生沉降，參與爆炸反應(yīng)顆粒減少，點(diǎn)火后燃燒反應(yīng)速率降低，燃燒反應(yīng)強(qiáng)度減弱，因而火焰速度及火焰高度及火焰速度較點(diǎn)火延時(shí)20 ms時(shí)有所減小。

此外，從12(b)可看出，105 ms時(shí)，火焰速度隨著點(diǎn)火延時(shí)增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，這是由于，點(diǎn)火延時(shí)較小時(shí)，爆炸初期反應(yīng)強(qiáng)度較小，燃燒不完全，爆炸后期反應(yīng)強(qiáng)度逐漸增大;點(diǎn)火延時(shí)較大時(shí)，爆炸初期反應(yīng)強(qiáng)度較大，燃燒充分，爆炸后期反應(yīng)強(qiáng)度逐漸增小，因而爆炸后期火焰速度隨著點(diǎn)火延時(shí)增大呈現(xiàn)先減小后增大。

2.3 開放管道內(nèi)煤粉云爆炸火焰?zhèn)鞑?dòng)力學(xué)機(jī)制

基于開放管道內(nèi)煤塵云爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程分析及粉塵爆炸火焰擴(kuò)散理論，提出了半密閉空間內(nèi)煤粉塵爆炸火焰?zhèn)鞑サ膭?dòng)力學(xué)機(jī)制，如圖13所示。

如圖13所示，在半密閉管道內(nèi)，煤粉塵爆炸是一個(gè)多米諾骨牌式的鏈?zhǔn)椒磻?yīng)過(guò)程。通常而言，煤塵爆炸過(guò)程中存在2種不同燃燒模式，分別如圖13(a)，(b)所示。一種為類似于甲烷爆炸的均相燃燒，這類燃燒模式由動(dòng)力控制，燃料主要來(lái)源于煤塵顆粒受熱后表面及內(nèi)部揮發(fā)分的燃燒，燃燒速率主要由揮發(fā)分濃度和反應(yīng)物間的湍流混合速率共同決定。另一種為非均相燃燒，主要為焦炭顆粒的熱解、解析、揮發(fā)和燃燒，最終形成粉煤灰的過(guò)程。這兩種不同燃燒模式不僅可以相互依存，同時(shí)也可以相互轉(zhuǎn)化，轉(zhuǎn)換度取決于煤塵顆粒內(nèi)揮發(fā)分含量及顆粒粒徑。根據(jù)圖9所示的實(shí)驗(yàn)測(cè)試的火焰?zhèn)鞑D像，可以看出，火焰內(nèi)部有較為明亮的黃色區(qū)域，這主要是由煤顆粒不完全燃燒生成的碳煙顆粒所致。較小的明亮火團(tuán)逐漸長(zhǎng)大并與其他火團(tuán)結(jié)合，最終形成不規(guī)則結(jié)構(gòu)。在自由擴(kuò)散階段，兩個(gè)相鄰微小煤顆粒結(jié)合后形成連續(xù)火焰及一個(gè)光滑火焰陣面。由大顆粒形成的火焰團(tuán)表現(xiàn)出離散結(jié)構(gòu)，并具有破碎且間斷的火焰鋒面，這表明大顆粒煤塵僅發(fā)生了部分氧化或表面燃燒。因此，相鄰較小顆粒的火焰?zhèn)鞑ブ饕删嗳紵刂?，而大顆粒煤塵的火焰?zhèn)鞑t由非均相燃燒主導(dǎo)。

圖13 開放管道內(nèi)煤粉云爆炸火焰動(dòng)力學(xué)機(jī)制Fig.13 Kinetic mechanism for flame propagation of coal dust cloud explosions in an open tube

圖13(c)揭示了火焰由豎直管道向外部開放空間擴(kuò)散后“蘑菇狀”火焰的形成過(guò)程。管道內(nèi)的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程經(jīng)歷了3個(gè)階段，分別為點(diǎn)火階段、豎直傳播階段、自由擴(kuò)散階段。點(diǎn)火階段，粉塵顆粒由點(diǎn)火頭點(diǎn)火后發(fā)出微弱光點(diǎn)并向四周緩慢傳播。此后，隨著爆炸發(fā)展，火焰沿著管道豎向傳播，爆炸壓力及溫度在半密閉空間內(nèi)迅速增大升高。當(dāng)火焰由豎直管道內(nèi)釋放出至自由空間后，火焰?zhèn)鞑ケ氵M(jìn)入自由擴(kuò)散階段。在此階段，熱氣體向四周擴(kuò)散、沉降，而底部冷氣流在熱氣流的加熱及卷吸作用下迅速上升，最終促使“蘑菇狀”火焰的形成。

3 結(jié) 論

(1)在粉塵云形成階段，受高壓空氣噴射影響，開放管道內(nèi)湍流強(qiáng)度呈現(xiàn)非線性變化特征，管道內(nèi)氣流速度整體分布不均但均有明顯的對(duì)稱性，這種對(duì)稱性隨著噴粉過(guò)程進(jìn)行逐漸減弱，速度峰值處于分散傘附近，煤塵顆粒經(jīng)過(guò)快速注入、減速分散、穩(wěn)定和沉降最終形成分散粉塵云。

(2)數(shù)值模擬得到的爆炸不同時(shí)刻火焰形態(tài)演化過(guò)程與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合。爆炸初期，火焰由中心不斷向四周擴(kuò)展，形成非球形火焰;爆炸中期，火焰?zhèn)鞑ゼ涌?，湍流作用影響增?qiáng)，形成不連續(xù)的飛火及點(diǎn)狀火;爆炸后期，受管道內(nèi)壁和底端的約束作用，火焰陣面拉伸、變形、褶皺，火焰速度逐漸減小最終火焰呈現(xiàn)“蘑菇狀”。

(3)隨著爆炸的發(fā)展，火焰高度呈現(xiàn)Logistic函數(shù)特征，火焰速度呈現(xiàn)先迅速增大后逐漸減小的非線性特征。爆炸初期，火焰高度增速較大，火焰速度迅速增大至峰值;爆炸后期，火焰高度增速減小最終趨于平穩(wěn)，火焰速度逐漸減小。煤塵粒徑及點(diǎn)火延時(shí)對(duì)火焰高度及火焰?zhèn)鞑ニ俣染幸欢ㄓ绊?。煤塵粒徑一定時(shí)，隨著點(diǎn)火延時(shí)增加，火焰高度及火焰?zhèn)鞑ニ俣染仍龃蠛鬁p小;點(diǎn)火延時(shí)一定時(shí)，隨著煤塵粒徑增大，火焰高度及火焰?zhèn)鞑ニ俣染饾u減小。

(4)綜合數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)分析，提出了開口管道內(nèi)煤塵爆炸火焰形成及傳播機(jī)制。爆炸過(guò)程中湍流對(duì)揮發(fā)分的均相燃燒及焦炭顆粒非均相燃燒的耦合影響造成了火焰鋒面的不穩(wěn)定性及溫度不均勻分布，爆炸過(guò)程中湍流燃燒及壓力波驅(qū)動(dòng)是火焰加速的主要原因?；鹧骊嚸鏌釟饬鲗?duì)管道口外側(cè)冷氣流的卷吸促使了“蘑菇狀”火焰的形成。