杜賽楓，張 凱，陳 昊，郭 進，段在鵬

（1.福州大學環(huán)境與安全工程學院，福建 福州 350116；2.福州大學經(jīng)濟與管理學院，福建 福州 350116）

近年來，氫氣作為工業(yè)生產(chǎn)活動中的重要原料和燃料而備受關注，并且已進入快速發(fā)展期。氫氣具有可燃范圍廣、點火能量低和燃燒速率快等特點[1-2]，在生產(chǎn)、處理、運輸、儲存和使用過程中容易造成火災或爆炸事故，存在嚴重的爆炸安全問題，一旦發(fā)生爆炸事故，往往會造成嚴重的人員傷亡和財產(chǎn)損失[3-4]。泄爆是用來減輕意外爆炸中設備和人員傷害的經(jīng)濟有效的方法，它可以通過預設的薄弱環(huán)節(jié)，快速釋放爆炸產(chǎn)生的超壓，從而最大限度地降低可燃氣體的意外爆炸危害[5-6]。泄爆的關鍵是通過設置恰當?shù)男贡瑓?shù)來實現(xiàn)快速有效地降壓，并避免泄爆導致的二次災害。

破膜壓力是影響可燃氣體泄爆特性的重要參數(shù)之一。Chow 等[7]比較了在1.4 和11.8 kPa 兩種破膜壓力下甲烷爆炸的壓力-時間曲線，實驗結果表明，兩者的主要區(qū)別在于第一個壓力峰值的大小，而隨后兩者的壓力-時間曲線幾乎一致。Kasmani 等[8]在0.2 m3的圓柱形容器中使用4%的丙烷和9.5%的甲烷/空氣混合物進行了中心點火和尾端點火泄爆實驗，發(fā)現(xiàn)最大超壓并不總是隨著破膜壓力的升高而增大。Bao 等[9]在12 m3的燃燒室中進行了甲烷-空氣預混氣體泄爆實驗，發(fā)現(xiàn)內(nèi)部的壓力-時間歷程始終以泄爆膜破裂產(chǎn)生或以聲波與火焰耦合作用下產(chǎn)生為主，且前者隨破膜壓力的升高而升高，而后者則先升高后降低。文虎等[10]基于FLACS 數(shù)值模擬軟件研究了泄爆口強度對管道內(nèi)天然氣爆炸流場的影響，發(fā)現(xiàn)泄爆口強度顯著影響管道內(nèi)爆炸超壓和火焰?zhèn)鞑ニ俣?，但管?nèi)溫度幾乎與泄爆口強度無關。Dou 等[11]在水平放置的1 m 管道中進行了沼氣泄爆實驗，重點研究了破膜壓力對內(nèi)部超壓的影響，發(fā)現(xiàn)在超壓曲線中存在3 個可能的壓力峰值（pb、pmfa、pext），分別對應于泄爆膜破裂、最大火焰面積和外部爆炸壓力，pext總是最小且與破膜壓力無關。Rui 等[12]通過FLACS 數(shù)值模擬軟件與實驗相結合的方法研究了低破膜壓力條件對甲烷-空氣預混氣體爆燃的影響，結果表明，數(shù)值模擬結果與實驗結果較吻合。

除上述破膜壓力對碳氫燃料的泄爆特性研究外，學者們還對反應性更強的氫氣-空氣混合物進行了大量的實驗研究。Cao 等[13]利用一個圓柱形容器研究了點火位置和破膜壓力對外部爆炸的影響，實驗結果表明，外部超壓與破膜壓力和點火位置有關。尾端點火時的外部超壓受破膜壓力影響較小，但在中心點火和前點火時，外部超壓隨破膜壓力的升高而升高。Rui 等[14]采用一個1 m3的爆炸艙來研究體積分數(shù)為30%的氫氣爆炸的泄爆特性，結果表明，亥姆霍茲震蕩的幅度隨破膜壓力的升高而增大，而亥姆霍茲震蕩的持續(xù)時間隨破膜壓力的升高而縮短。Zhang 等[15]在水平放置的3 m 阻塞管道中進行了氫氣泄爆實驗，管道阻塞率為46.2%，實驗觀察到最大內(nèi)外超壓隨破膜壓力的升高而非單調(diào)增大。

文獻綜述表明，以往的研究大多集中于甲烷、丙烷等燃燒速率較低的碳氫化合物泄爆實驗，而由于受到設備、安全和成本等因素的影響，有限的氫氣-空氣泄爆實驗通常是在小長徑比管道或球形容器中進行，這可能與真實的氫氣泄漏燃爆事故在尺度上存在差異，例如氫氣管道運輸燃爆事故。小長徑比容器研究結論不能直接運用于開發(fā)大長徑比的容器爆炸防護措施。例如，在長徑比小的泄爆容器中，各處的爆炸壓力基本一致；而本文中采用的大長徑比管道中，爆炸壓力隨位置發(fā)生變化。國際上廣泛使用的EN 14994[16]和NFPA 68[17]標準都涉及到大長徑比裝置的泄爆問題，且給出了爆炸壓力的計算方法，然而其適用的條件是可燃物的燃燒速度小于0.46 m/s。此外，在先前的研究中主要針對的是破膜壓力對管道內(nèi)外超壓的影響，而針對不同破膜壓力下大長徑比管道內(nèi)外火焰行為差異的研究卻很少涉及。因此，了解破膜壓力對大長徑比容器中氫氣的燃爆特性的影響，對該類設備或結構以及泄爆口設計尤為重要。由于接近化學計量比的氫氣-空氣混合物反應性更強，火焰?zhèn)鞑ニ俣雀?，爆炸壓力上升速率更高，因此本文中利用自主設計的長徑比為16.7 的矩形管道，對氫氣體積分數(shù)為30 %的氫氣-空氣預混氣體進行不同破膜壓力下的燃爆實驗，以期闡明不同破膜壓力下管道內(nèi)外氫氣-空氣預混氣體火焰?zhèn)鞑バ袨榈牟町?，以及破膜壓力對管道?nèi)外爆炸超壓的影響。

1 實 驗

氫氣-空氣預混氣體燃爆實驗在長5.00 m、橫截面尺寸為0.30 m × 0.30 m 的矩形管道中進行，管道裝置如圖1 所示。管道由5 個長1.00 m 的短管拼接而成，為了觀察管道中的火焰發(fā)展過程，在每個短管道的中心設置一個尺寸為0.50 m × 0.15 m 的窗口，并使用高速相機來記錄火焰圖像，高速相機的拍攝頻率為2.5 kHz。管道一端采用盲板密封作為封閉端；另一端作為泄爆口，使用鋁膜密封并用法蘭螺栓固定。3 個壓電壓力傳感器PT1～PT3 分別安裝在泄爆口上游4.25、2.25 和0.25 m 處，以測量管道內(nèi)的壓力，另外2 個壓電壓力傳感器PT4 和PT5 分別安裝在泄爆口下游1.25 和2.50 m 處，以測量管道外部壓力。壓力傳感器采用PCB-102B16 型壓電式壓力傳感器，測試量程為0～689.4 kPa，響應頻率大于等于500 kHz。數(shù)據(jù)采集儀型號為MR8847A，采樣頻率為10 kHz。為避免熱效應對壓力測量產(chǎn)生影響，每個壓力傳感器都涂有一層薄薄的硅脂。通過安裝在泄爆口上游4.75 m 處的點火電極點燃氫氣-空氣預混氣體，點火能量約為500 mJ。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental setup

實驗前對不同厚度鋁膜的靜態(tài)破膜壓力進行測量。根據(jù)NFPA68[17]推薦的方法，具體步驟如下：首先，將一定厚度的鋁膜密封在泄爆口處，使管道內(nèi)部形成一個密閉空間；隨后，將壓縮空氣緩慢注入管道，內(nèi)部壓力會逐漸上升，直到靠近泄爆口處的壓力傳感器PT3 記錄到的壓力突然降低，表明鋁膜破裂，PT3 壓力傳感器所記錄到的最大壓力即為該厚度下鋁膜的靜態(tài)破膜壓力。每次實驗重復2 次，實驗重復性良好。實驗結果保留為整數(shù)，不同厚度鋁膜靜態(tài)破膜壓力匯總如表1 所示。

表1 不同厚度鋁膜的靜態(tài)破膜壓力Table 1 Static vent burst pressure for various thicknesses of aluminum film

利用真空泵對管道進行抽真空處理，并根據(jù)道爾頓分壓定律制備氫氣體積分數(shù)為30%的氫氣-空氣預混氣體。泄爆口采用厚0.025～0.325 mm 的鋁膜密封，所有實驗均在環(huán)境壓力和初始溫度為280 K 的條件下進行，每次實驗至少重復2 次，實驗重復性良好。

2 結果與討論

2.1 破膜壓力對管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊?/h3>

圖2 給出了破膜壓力pv=186 kPa 時高速相機記錄的管道內(nèi)的典型火焰圖像，圖3 為點火后火焰前沿位置以及火焰的傳播速度與時間的關系，火焰速度由相鄰2 張火焰圖像之間的距離和二者之間的時間差（0.4 ms）計算得到。點火初期，火焰從點火位置以半球狀向四周傳播，此時火焰向泄爆口的傳播速度為15～20 m/s，而Dahoe[18]在先前類似的實驗環(huán)境條件下測得體積分數(shù)為30%的氫氣的層流燃燒速度為2.25 m/s。通過對比可知，此時火焰速度遠高于該實驗條件下氫氣的層流燃燒速度。根據(jù)Ferrara 等[19]、李艷超等[20]的研究，這是由于層流傳播的火焰會受到流體力學和熱擴散不穩(wěn)定性的影響，從而促進管道內(nèi)氫氣的燃燒和能量的釋放，最終導致火焰的自加速行為。在管道壁的約束下，火焰沿管道軸向的傳播速度遠高于沿管道徑向的傳播速度，火焰被橫向拉長且火焰結構由半球形轉變?yōu)橹感?。由于氫氣燃燒釋放的熱量以及產(chǎn)生的壓力波不斷作用于前方未燃氣體，大大提高了管道內(nèi)氫氣的反應速率，火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆偬嵘?，?0.0 ms 時火焰速度已高達175 m/s。點火后約26.0 ms，在氫氣-空氣預混氣體燃燒產(chǎn)生的超壓作用下，覆蓋在泄爆口的鋁膜破裂，泄爆口被打開，然而此時管道內(nèi)的火焰沒有觀察到明顯的加速現(xiàn)象；相反，火焰經(jīng)歷一個減速階段。值得注意的是，鋁膜破裂時火焰仍離泄爆口較遠，因此部分未燃燒的氫氣-空氣預混氣體被排出管道，并在管道外形成可燃云[21-22]。隨著火焰在管道中繼續(xù)傳播，在30.4 ms 時，可以觀察到火焰前沿的顯著變形，高速相機記錄到一個典型的郁金香形火焰。因此，可以確定之前的火焰減速與火焰結構從指形到郁金香形轉變有關[23]。隨后，由于火焰的泰勒不穩(wěn)定性和郁金香形火焰的生成，火焰表面積大幅增加，從而導致了火焰的二次加速行為。在后期階段，火焰形狀保持郁金香形并向泄爆口傳播直至沖出管道，火焰在管道內(nèi)的最大傳播速度在管道出口處達到約432 m/s。

圖2 破膜壓力186 kPa 時管道內(nèi)的典型火焰圖像Fig.2 Typical flame images inside the duct at the vent burst pressure of 186 kPa

圖3 破膜壓力186 kPa 時火焰前沿位置和火焰?zhèn)鞑ニ俣菷ig.3 Location of flame front and flame speed at the vent burst pressure of 186 kPa

不同破膜壓力下管道內(nèi)的火焰?zhèn)鞑D像如圖4 所示。管道內(nèi)火焰結構的前3 個階段均為半球形、指形和郁金香形火焰。點火初期，火焰在一個完全封閉的管道內(nèi)傳播，管道內(nèi)火焰行為在不同破膜壓力下無明顯差異，火焰都經(jīng)過了從半球形到指形的轉變。但泄爆口打開后，管道內(nèi)郁金香形火焰結構及其之后的發(fā)展在不同破膜壓力下存在顯著差異。當pv＜71 kPa 時，在管道末端，郁金香形火焰下側火焰鋒面消退，火焰受到浮力影響緊貼上壁面沿著泄爆口方向傳播，如圖4(a)～(b)所示。此外，在部分實驗中，可以觀察到管道內(nèi)出現(xiàn)的郁金香形火焰結構并不沿著管道軸線上下對稱，郁金香形火焰的下方火舌比上方火舌傳播速度較快，如圖4(c)～(d)所示。這種上下火舌速度的差異，是由火焰不穩(wěn)定性與重力的相互作用導致的[24]。隨著管道內(nèi)火焰的繼續(xù)傳播，郁金香形火焰結構的上下兩個火舌逐漸靠近，在管道出口處郁金香形火焰結構消失，當pv=71 kPa 時甚至可以觀察到火焰在管口處形成了新的指形火焰結構。

圖4 不同破膜壓力下管道內(nèi)的典型火焰?zhèn)鞑D像Fig.4 Typical flame propagation images inside the duct under different vent burst pressures

2.2 破膜壓力對管道內(nèi)壓力特性的影響

爆炸超壓是易燃氣體安全防護領域最重要的參數(shù)之一，圖5 為不同破膜壓力下的內(nèi)部壓力-時間變化曲線。實驗結果表明，管道封閉端壓力傳感器PT1 和中心處壓力傳感器PT2 測得的爆炸超壓具有相似的變化規(guī)律。在低破膜壓力下，PT1 和PT2 單調(diào)增加至峰值后下降至負壓峰；而當pv≥71 kPa 時，PT1 和PT2 在達到最大壓力峰值之前都經(jīng)歷了下降階段，這可能是由于泄爆口打開時間較晚，火焰溫度過高, 在管道封閉端和中心處管道壁面存在熱傳導現(xiàn)象，造成了部分能量損失。相較于PT1 和PT2，開口端壓力傳感器PT3 測得的壓力-時間變化曲線存在較大差異。

圖5 不同破膜壓力下內(nèi)部壓力-時間曲線Fig.5 Internal pressure-time histories under different vent burst pressures

從圖5 可以看出，在開口端壓力傳感器PT3 測得的壓力-時間曲線中可以觀察到多峰現(xiàn)象，特定的超壓峰值與特定的產(chǎn)生機制有關。第1 個壓力峰值pb是由覆蓋在泄爆口的鋁膜破裂所致[25-26]，也被稱為動態(tài)破膜壓力，因此該超壓峰值對應時刻可近似看作泄爆口開啟時間topen。當火焰到達泄爆口時，可以觀察到第2 個超壓峰值pout，它是由燃燒混合物的泄放引起的[27]，燃燒混合物的泄放會導致管道內(nèi)的體積流出率急劇增加，這也可由對應時刻的火焰圖像加以佐證。當先前從管道排出的未燃燒氫氣-空氣預混氣體被火焰點燃時，發(fā)生外部爆炸，外部爆炸會使管道外部壓力上升，從而降低了泄爆口的內(nèi)外壓力梯度[28-29]，進而阻礙了管道內(nèi)部壓力釋放，最終增大內(nèi)部超壓并產(chǎn)生了第3 個壓力峰值pext。

隨著pv的升高，鋁膜破裂所需能量增加，泄爆口開啟時間延長。在pv=14 kPa 時，泄爆口最早開啟時間topen為21.2 ms，最晚開啟時間topen在pv=186 kPa 時取得，約為 26.0 ms，后者較前者延長了22.6%。當pv=14 kPa 時，在pb和pout之間可以觀察到PT3 傳感器記錄到的壓力出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象，如圖5(a)所示。這可以歸因于管道內(nèi)燃燒產(chǎn)物的生成率與未燃燒混合物的體積流出率之間的競爭，當前者大于后者時，壓力上升，反之壓力下降。此外，當管道內(nèi)部壓力逐漸下降到環(huán)境壓力時，氣體在慣性作用下繼續(xù)向管道外部泄放，導致管道內(nèi)產(chǎn)生負壓。因本文中管道長徑比較大（16.7），管道內(nèi)的負壓也不同；離泄爆口越遠，負壓也越大。Rui 等[14]利用高度為 1.8 m 的容器開展泄爆實驗時發(fā)現(xiàn)了類似的現(xiàn)象。若可燃氣體的層流燃燒速度慢或者泄爆容器的長徑比小，則該現(xiàn)象不明顯[9,30]。

圖6 顯示了各超壓峰值與pv之間的函數(shù)關系。pb隨pv的升高而單調(diào)升高，在pv≥42 kPa 時，pb為最大壓力峰值。pb始終高于pv，這種差異是由于材料在動態(tài)瞬時壓力脈沖負荷下比在緩慢的靜態(tài)壓力負荷下更堅固[31]。超壓峰值pout隨pv的升高而逐漸升高，這是由于隨著pv的升高，泄爆口打開時間越晚，管道內(nèi)消耗的氫氣-空氣混合氣體越多，反應越劇烈，火焰泄放前管道內(nèi)燃燒產(chǎn)物的生成率與未燃燒混合物的體積流出率之間的差值越大，pout越高。值得注意的是，當pv≤27 kPa 時，pout略高于pb；當pv升高到42 kPa，pb開始超過pout，且兩者之間差異隨著pv的繼續(xù)升高而顯著升高。此外，超壓峰值pext隨pv的升高而升高，是所有實驗中最低的峰值。

圖6 壓力峰值與破膜壓力之間的關系Fig.6 Relationships between the pressure peaks and the vent burst pressure

圖7 為不同破膜壓力下管道內(nèi)3 個壓力傳感器測得的最大超壓。當pv由14 kPa 升高到186 kPa 時，管道內(nèi)的最大超壓從54.9 kPa 升高到 195.0 kPa，增幅為255.2%，管道內(nèi)部最大超壓隨pv的升高而升高。分析認為：隨著pv的升高，管道內(nèi)參與反應的氫氣增加，且氫氣燃燒產(chǎn)生的能量無法及時得到釋放，從而導致超壓升高。此外，管道內(nèi)最大超壓的位置，即由PT1、PT2 或PT3 測得的最大超壓，取決于pv。實驗結果表明：當pv≤42 kPa 時，管道內(nèi)部最大超壓始終在管道中心處（PT2）測得；而隨著pv繼續(xù)升高，管道內(nèi)部最大超壓在泄爆口附近處（PT3）取得，這是因為本文中采用的泄爆管道長徑比較大，內(nèi)部壓力隨距泄爆口距離變化而變化。當破膜壓力較低時，泄爆封口較早破裂，離泄爆口近的位置，泄放效果明顯，最大壓力也低；而在管道的點火端，因燃燒產(chǎn)物向壁面?zhèn)鳠釋е聣毫档汀ｋS著破膜壓力升高，泄壓時間推遲；泄爆封口破裂前，由于管道內(nèi)的氫氣點燃后產(chǎn)生了亞聲速傳播的壓縮波以及之后的燃燒波，此時管道內(nèi)部的未燃燒氫氣會受到壓力波沖擊影響向前推動，可燃氣體被壓縮至管道末端且湍流度升高，因此管道末端的的爆炸壓力也就升高。李靜野等[32]和Zhou 等[33]分別在3.5 和7.2 m 的密閉管道進行爆炸實驗時也發(fā)現(xiàn)了管道內(nèi)不同位置最大壓力不一致的現(xiàn)象。

圖7 最大內(nèi)部超壓與破膜壓力之間的關系Fig.7 Relationships between the maximum internal overpressures and the vent burst pressure

2.3 破膜壓力對管道外火焰?zhèn)鞑ヌ匦约皦毫Φ挠绊?/h3>

圖8 給出了不同破膜壓力下典型的外部火焰圖像。當火焰到達泄爆口時，火焰從泄爆口噴出，并點燃外部可燃氣云觸發(fā)外部爆炸。當pv=14 kPa 時，觀察到外部火焰始終保持射流結構，在幾毫秒內(nèi)迅速蔓延到最大火焰長度，如圖8(a)所示。但隨著pv的升高，外部火焰結構發(fā)生顯著變化。以pv=71 kPa 為例，外部爆炸發(fā)生時，火焰在泄爆口附近形成一個明亮的蘑菇狀火球。隨后，外部火焰迅速發(fā)展，達到最大長度，如圖8(b)所示。這種外部火焰不同的傳播行為可以歸因于外部可燃云結構。在低pv時，鋁膜過早破裂，泄爆口開啟時間較早，管道內(nèi)的未燃氣云會更早地泄放至管道外并向外噴射到離泄爆口較遠的范圍，在管道外部形成一個細長的可燃氣體區(qū)[34]，而不是近乎球形的可燃云。此外，通過對比圖8 可知，盡管二者外部火焰?zhèn)鞑バ袨榇嬖诓町?，但管道外部最大火焰長度幾乎相同，pv對管道外部最大火焰長度無明顯影響。

圖8 破膜壓力為14 和71 kPa 時管道外部的火焰?zhèn)鞑D像Fig.8 Flame propagation images outside the duct at the vent burst pressures of 14 and 71 kPa

圖9 為pv=14 kPa 和pv=71 kPa 時由壓力傳感器PT4 和PT5 監(jiān)測到的外部超壓-時間曲線。當pv=71 kPa 時，在泄爆口打開后約3.5 ms，PT4 處可以觀察到一個微弱的壓力峰值p1，它是由鋁膜破裂后產(chǎn)生的弱沖擊波所致[35]，與pv的大小有關；當pv=14 kPa 時，由于pv太小而無法監(jiān)測到該壓力峰值。通過計算該破膜激波從泄爆口以超聲速方式傳播到PT4，平均速度約為357 m/s。隨后在PT4 處可以觀察到壓力開始由環(huán)境壓力下降至負壓，這是由未燃氣體的膨脹引起的[36]。泄爆口打開后，由于管道內(nèi)外存在壓差，未燃氣體經(jīng)泄爆口排出后繼續(xù)向外膨脹，并在管道外部產(chǎn)生膨脹波，氣體經(jīng)過膨脹波后，其壓力下降并產(chǎn)生負壓。由于外部爆炸的發(fā)生，在PT4 的負壓基礎上疊加一個較強的壓力脈沖，并產(chǎn)生第2 個壓力峰值p2，p2在外部壓力-時間曲線中為最高壓力。值得注意的是，在泄爆口較遠的PT5 處并沒有記錄到壓力下降至負壓的現(xiàn)象，雖然由破膜激波產(chǎn)生的p1以及外部爆炸產(chǎn)生的p2在PT5 中同樣被記錄到，但在PT4 記錄到的p2低于PT5。分析認為，這并不是因為外部爆炸發(fā)生在距PT5 較近的地方，而是由于之前產(chǎn)生的負壓降低了其壓力峰值。

圖9 破膜壓力為14 和71 kPa 時外部壓力-時間曲線Fig.9 External pressure-time histories at the vent burst pressures of 14 and 71 kPa

不同破膜壓力下管道外部最大超壓如圖10所示。最大外部超壓并不隨著pv的升高而呈現(xiàn)單調(diào)變化規(guī)律。最大外部超壓最小值在pv=42 kPa時取得，為 41.1 kPa；當pv=131 kPa 時，取得最大外部超壓最大值72.2 kPa。Guo 等[22]的研究表明，外部爆炸的強度與可燃云的結構、體積、體積分數(shù)、湍流水平以及火焰出口速度等一系列錯綜復雜的因素有關。一方面，pv的升高會導致外部可燃云體積減小，這會造成外部爆炸強度的削弱；另一方面，pv的升高會提升外部的湍流水平以及火焰出口速度，進而提高外部爆炸強度。當前者占主導地位時，外部爆炸強度被減弱；相反，當后者占主導地位時，外部爆炸強度被提高。

圖10 最大外部超壓與破膜壓力之間的關系Fig.10 Relationship between the maximum external overpressure and the vent burst pressure

3 結 論

利用自主設計的5.00 m 長管道，研究了破膜壓力對管道中氫氣體積分數(shù)為30%的氫氣-空氣預混氣體火焰行為和壓力特性的影響，得出以下主要結論。

(1) 在所有實驗中，管道內(nèi)火焰結構的前3 個階段分別為半球形、指形和郁金香形火焰，但郁金香形火焰結構與其后的發(fā)展在不同破膜壓力下存在顯著差異。郁金香形火焰結構的形成過程伴隨著火焰減速。實驗結果可為大長徑比管道內(nèi)預混火焰?zhèn)鞑ツＰ偷拈_發(fā)和驗證提供參考。

(2) 對于靠近泄爆口的壓力傳感器，在其所記錄的壓力-時間曲線上可以觀察到3 個壓力峰。第1 個壓力峰值pb是由覆蓋在泄爆口上的鋁膜破裂引起的，第2 個壓力峰值pout是由火焰到達泄爆口時燃燒混合物的泄放產(chǎn)生的，第3 個壓力峰值pext是由外部爆炸引起的。在大多數(shù)實驗中，pb為最大壓力峰值。最大內(nèi)部超壓隨破膜壓力pv的升高而升高。當pv≤42 kPa 時，管道內(nèi)部最大超壓在中心處取得；然而，隨著pv繼續(xù)升高，在管道開口端測得管道內(nèi)部最大超壓。

(3)pv對管道外部火焰?zhèn)鞑バ袨榫哂酗@著影響，當pv＜71 kPa 時，管道外部火焰保持射流狀傳播；當pv≥71 kPa 時，管道外部火焰可以觀察到明亮的蘑菇狀火球。破膜壓力對外部火焰最大長度的影響可以忽略不計。最大外部超壓與pv之間呈現(xiàn)非單調(diào)變化規(guī)律。