爆炸效应（共4篇）
爆炸效应 篇1
摘要：为了研究爆炸焊接对周围环境及居民产生的危害, 对太钢复合材料加工厂炸药爆炸引起的冲击波超压、地面振动速度和噪声进行了现场测试。结果表明, 距爆源2km之外的区域受爆炸冲击波和地面振动速度的影响远小于安全允许值, 噪声也在安全范围之内。研究结果为评估爆炸焊接对周围建筑和居民产生的危害效应提供了科学的依据。
关键词：爆炸焊接,有害效应,实验测试,冲击波超压
0 引言
爆炸焊接作为一种特殊的高能加工技术, 在复合材料领域获得了广泛的应用[1]。该技术以炸药为能源, 在炸药爆炸过程中必然会产生各种有害效应, 主要包括爆炸冲击波、爆炸地震波、噪声和有毒气体等, 因此国内外的爆炸加工厂多选择距离城市和居民生活地较为偏远的废弃矿山、采石场等进行爆炸焊接作业。然而, 随着爆炸焊接加工厂生产能力的不断扩大, 爆炸焊接过程中对周边环境和周围建筑的影响也凸现出来。目前人们围绕《爆破安全规程》[2] (GB6722-2003) (以下简称“规程”) 关于炸药爆炸对建筑物、人体产生的危害做了大量的研究, 主要集中在近场的试验测试和数值模拟[3,4,5]方面, 而对于爆炸焊接远场的研究较少。远场的冲击波超压微弱, 对压力传感器的灵敏度提出了较高的要求。本文主要针对太钢复合材料厂爆炸焊接引起的冲击波超压、地面振动速度、噪声对周围村庄建筑和居民产生的影响进行了实地现场测试和数值模拟, 为其安全评估和防护提供科学依据。
1 试验测试
1.1 爆炸焊接用炸药
该厂使用的工业炸药为硝铵类炸药, 硝酸铵本身是一种弱爆炸物, 在强烈爆炸能作用下可以起爆。引爆后的爆速为2 000 m/s~2 700 m/s, 爆力为165mL~230mL。当其加热温度高于400℃~500℃时, 硝酸铵分解并产生爆炸。按照爆热比可以估计硝铵类炸药与标准TNT炸药的转换系数为0.6[6]。
1.2 测试原理
图1为测量振动速度和冲击波超压的原理框图, 通过速度、压力传感器将地面振动信号和空气超压信号转换成电压信号, 并通过软件系统记录下来;通过计算机的信号分析从而得到测点地面的振动速度、冲击波超压;采用噪声测试仪对噪声进行测量。图2为现场测量图。
1.3 测点位置
本文选择距离3个爆场5 000m范围内的5个典型位置作为测点。由于爆场周围群山环绕, 地势复杂, 因此利用GPS测试爆场和测点的经纬度和海拔, 以确定测点相对爆场的位置。测点距爆场的距离如表1所示。
m
2 试验结果及分析
2.1 冲击波超压
由于试验测试数据量大, 文中仅给出距离2号爆场测点1在药量为640kg时的冲击波超压试验测试曲线, 如图3所示。从图3可以看出:冲击波超压试验测试曲线符合冲击波的特征, 冲击波在很短时间内达到峰值, 然后衰减到负压, 最后维持在大气压附近;测点1的冲击波超压峰值为5 630Pa。
为了验证测点1试验结果的可靠性, 采用空气冲击波超压公式计算起压Δp (Pa) :
其中:R为爆距, m;W为炸药的重量, kg。将爆距R=224m, 药量W=640kg代入公式 (1) 计算得到:Δp≈4kPa。由此可以看出理论计算结果与实验结果的误差约为29%, 这主要是由于试验测试时受到风速、海拔高度、温度等因素的影响。
2.2 振动速度
图4给出与图3相对应的测点1的地面振动速度试验曲线。从图4中可以看出X, Y, Z方向的振动速度最大值分别为:0.527 3cm/s, 0.40cm/s和0.980 1cm/s。
2.3 试验结果分析
通过分析压力传感器、速度传感器和噪声测试仪实时记录1号、2号和3号爆场以不同药量 (640kg~1 200kg) 的炸药爆炸在上述5个测点的冲击波超压曲线、地面振动速度曲线和噪声, 给出各测点的冲击波超压、地面振动速度和噪声的最大值, 见表2。
从表2可以看出, 无论1号、2号还是3号爆场炸药爆炸, 测点3 (鱼塘) 、测点4 (检车站) 和测点5 (戎家庄) 3个测点的冲击波超压最大值分别为224.2Pa、16.9Pa和2Pa, 地面振动速度都小于0.01cm/s, 爆炸噪声分别为87.2db、78db和83.7db。《规程》中建筑物承受爆炸冲击波的安全允许值为2 000Pa, 爆炸振动速度安全允许值为0.15cm/s, 噪声允许值为90dB。由此可见, 距爆场2公里之外的区域受到爆炸焊接的影响均在安全范围之内, 特别是冲击波超压和地面振动速度远小于安全允许值。
3 结论
通过对5个测点的冲击波超压、地面振动速度和噪声的测试试验, 得出以下结论:①无论1号、2号还是3号爆场炸药爆炸, 对距爆场2公里之外区域的影响很小, 均在安全范围之内;②即使药量超过常规药量 (800kg) 的40%达到1 120kg, 距离爆源2公里处, 冲击波超压和地面振动速度均远小于安全允许值;③噪声为87.2db, 超过了人耳感觉范围, 但小于安全允许值 (90db) , 对人体健康不会有影响。
参考文献
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爆炸效应 篇2
煤矿井下矿车以链接状态和单一状态两种形式存在, 其断面积占矿井横断面积的比例较大, 从理论上说, 其对矿井瓦斯爆炸冲击波存在明显的激励效应, 甚至可能使爆炸由爆燃向爆轰转换。为了准确评价矿车对瓦斯爆炸冲击波的激励效应, 本文设计了基于矿井环境下的实验模型, 从爆炸参数和冲击波结构变化两个方面分析了矿车在瓦斯爆炸传播过程中的激励效应。
1 实验模型的构建
1.1 气体爆炸管道系统
实验研究是在气体爆炸实验测试系统的平台上进行的, 其实验气体为矿井瓦斯, 气体管道为内截面40mm×40mm的方形爆轰管道系统, 实验设备以及辅助测试系统总体设计如图1所示。主要包括爆炸点火控制器、瓦斯爆炸实验管道、泄压罐、爆炸压力及火焰数据测量系统、配气系统、激光器触发延时系统、激光纹影系统等。爆炸管道系统从整体上可分为起爆点火端、驱动段、实验段、泄压罐等四部分。预混可燃气体在起爆点火端被点燃, 经过驱动段形成较强的爆炸波。
1.2 实验段的构建
实验段是为一定研究目的和内容而设计的特定管道段, 将其与瓦斯爆炸实验管道通过法兰连接, 组成完整的测试系统。实验段内设置了矿车模型障碍物, 沿管道壁布置了爆炸压力、火焰测点和光学观察窗口, 用于测量置障条件下瓦斯爆炸参数的电信号, 进行爆炸流场激光纹影图像拍摄, 如图2所示。在实验段的观察窗中心附近装有三个矿车障碍物。各障碍物是仿真模拟煤矿矿车的缩小模型, 矿车模型长30mm, 高27mm, 形状如图3所示。障碍物沿实验管道内腔中心轴线对称布置, 单截面的阻塞比为4:10;其中障碍物为可装卸式设计, 根据实验研究的需要, 可对矿车个数和布置点进行不同的配置。
点火方式采用氢氧引爆甲烷-空气爆炸点火方式, 如图4所示。在引爆段与试验段之间用涤纶薄膜隔开, 引爆段充入反应当量比 (体积比为2:1) 的氢气-氧气混合气体, 试验段充入甲烷-空气预混气体, 点燃氢氧气体形成较强的爆炸波, 用来点燃甲烷-空气实验气体。
1.3 数据测试方法
在瓦斯爆炸实验管道平台的测试系统由压力测量系统、火焰测速系统、爆炸流场纹影摄像系统组成, 如图5所示。在管道壁面上布置了压力、火焰传感器和点火装置的安装孔, 管道同一截面的壁面上安设了压力和火焰传感器, 用于测量同一截面的瓦斯爆炸压力和火焰信号。在障碍物附近与点火端相距D1=5.3m、D2=6.4m、D3=6.6m、D4=7.7m的四处均设置了火焰和压力传感器。在实验管道的观察窗两侧布置上激光纹影测量系统, 对瓦斯爆炸流场进行流场光学诊断。
瓦斯爆炸压力测量采用PCB压电式压力传感器, 爆炸火焰测量系统采用光电二极管对火焰传播速度进行测量, 具有响应时间快, 信号接收稳定, 结果准确等优点。爆炸流场光学诊断 (激光纹影摄像) 。瓦斯爆炸流场光学测试系统主要由凸透镜、激光纹影测试系统、实验段 (爆炸流场观察窗) 等构成。其中激光纹影测试系统主要由红宝石激光器、氦-氖激光器、半透半反镜、滤光片、凹面反射镜、平面反射镜、拍摄相机等构成, 如图6所示。
2 实验结果分析
根据实验目的, 分别在管道中设置了1、2、3个矿车进行了研究, 获得了三种工况下冲击波传播的纹影图像, 如图7、图8和图9所示。实验表明, 瓦斯强爆炸传播状态下, 矿车对冲击波的传播有重大影响。所拍摄的激光纹影图显示该状态下冲击波的波系非常复杂, 在矿车附近发生冲击波汇聚, 爆炸超压显著增加, 形成了冲击波点火的瓦斯强爆炸。
分析矿车附近的爆炸流场纹影图, 图7 (a) 、图8 (a) 和图9 (b) 显示在第一个矿车后端的上角边缘首先发生了冲击波点火, 使该处的瓦斯气体被点燃, 形成局部爆炸。这是因为矿车该处的障碍物形状特征值较大, 导致冲击波在此得到最有效的加强。
从图7 (a) , 图8 (a) 、 (b) 和图9 (b) 可以观察到遇矿车后的冲击波反射情况, 反射后形成的激波向后传播, 会干扰紧跟冲击波阵面的火焰波的传播。从图7 (b) 、图8 (c) 和图9 (c) 分析, 可知除了初始冲击波反射后形成一向后传播的激波外, 矿车附近的局部爆炸产生的爆炸冲击波也会形成一向后传播的激波, 使爆炸流场异常复杂, 爆炸强度得到加强。1—氦-氖激光器;2—红宝石激光器;3—激光强度调整器;4—半透半反镜;5—光束调节器;6—光束放大器;7—反射镜;8—压电传感器;9—实验段;10—光学玻璃窗口;11—凹面镜;12—光线切割刀口;13—滤光片;14—物镜;15—拍摄相机;16—电荷放大器;17—延时器
从图7 (b) , 图8 (c) 和图9 (b) 、 (c) 可以观察到遇矿车后的冲击波反射、绕射情况。矿车个数越多, 冲击波波系越复杂, 出现的激波阵面就越多。在不规则障碍物区域, 冲击波阵面发生很大的畸变, 已非平面波阵面, 但是经过矿车群后冲击波又逐步恢复为平面波形式向前传播。这主要是由于管道壁面的约束作用, 使壁面附近的冲击波得到加强, 传播速度逐步加快, 从而与中间区域的冲击波保持一致向前传播。另外, 图9 (c) 显示在第二个矿车上方的壁面附近, 爆炸波产生了马赫反射, 形成了若干个马赫杆, 导致了爆炸状态的转换。
3 结论
(1) 实验研究表明, 矿车数量越多, 形状特征值越大, 其对瓦斯爆炸的激励效应越大。实验表明, 置障管道内的冲击波经反射、绕射后形成冲击波汇聚, 波系异常复杂, 爆炸危害性剧增;而实际矿井巷道中的置障情况更加复杂, 其诱发爆炸冲击波汇聚导致瓦斯强爆炸的可能性更大。
(2) 在强火源引爆条件下, 矿车对瓦斯爆炸的激励效应较之于电火花等弱火源具有更大的影响力。矿车导致爆炸冲击波和火焰波阵面发生畸变, 使传播速度加快, 爆炸超压剧增;同时对爆炸流场特性也产生了重大影响, 导致矿车附近气流涌塞, 流场湍流程度加大, 并在矿车附近发生冲击波点火现象, 形成局部瓦斯爆炸。
(3) 在瓦斯爆炸传播过程中, 随着爆炸火焰传播速度增大, 在同一时刻爆炸波火焰阵面与压力波阵面的时间差逐步减小, 火焰阵面将逐步接近压力波阵面, 存在火焰面与压力波面耦合的趋势, 在一定条件下, 可能达到爆轰状态, 形成危害性大、涉及面广的强瓦斯爆炸。另一方面, 随着爆炸火焰的加速, 爆炸压力的超压值不断增大, 爆炸强度显著增强, 将会形成较强的爆炸冲击波, 其破坏性会明显增强。
(4) 这些结果说明, 在巷道中设置防隔爆设施时, 必须留有一定的安全系数。在有矿车存在的巷道中发生的瓦斯爆炸事故调查时, 在评价瓦斯爆炸破坏性后果时, 必须注意矿车等大型障碍物对冲击波的激励效应。
参考文献
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爆炸效应 篇3
关键词：爆炸,隧道结构,数值模拟,破坏效应
1 计算模型
围岩基本尺寸:长80 m,高40 m,厚0.40 m。混凝土结构尺寸:总长28 m,总高7.40 m,总厚0.40 m。底板厚1.0 m,顶板厚0.6 m,侧墙厚1.0 m,中隔墙厚0.4 m。空气域尺寸:长20.0 m,高18.0 m,厚4.5 m。
炸药尺寸及起爆中心根据不同工况有所变化,见表1。
假设空气、炸药为均匀连续介质,整个爆炸过程为绝热过程。对称面上采用对称边界条件,采用无反射边界条件以反映空气的无限域。大量的地面爆炸试验[2]研究表明,地冲击的作用远远小于空气冲击波的作用,因而本文不考虑地冲击对隧道结构的影响。围岩、混凝土结构采用Lagrange单元网格,围岩和混凝土采用共用节点方式。炸药[3]和空气采用Euler网格建模,单元采用多物质ALE算法,混凝土结构与空气间采用流固耦合算法。
考虑到模型的复杂性[4]及计算机硬件的限制,为了节省计算时间,取整个模型的一半进行计算,对称面为XOY面,计算时长为12 ms～15 ms。有限元网格采用8节点六面体单元划分,其中混凝土单元网格数目为3 116个,围岩单元网格数目为22 208个,空气和炸药单元网格数目根据流场区域大小而定。整体有限元计算模型[5]见图1。
2 材料模型
2.1 TNT炸药
采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型,爆轰压力和单位体积内能及相对体积的关系采用Jones,Wilkins,E.L.Lee等提出的JWL状态方程模拟,其爆轰过程中压力和比容的关系为:
其中,A,B,R1,R2,ω均为状态方程参数;P为压力;V为相对体积;E0为初始内能。
2.2 空气
采用LS_DYNA3D程序中MAT_NULL材料模型,状态方程采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL,表达式为:
P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E (2)
其中,μ=1/(V-1),V为当前相对体积;E为材料的内能。
2.3 钢筋混凝土
采用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型。该模型综合考虑了大应变、高应变率和高压效应,同时结合损伤理论考虑了材料的拉伸脆断行为,还考虑了材料压溃后的体积压缩量与压力的函数关系。
2.4 围岩
土本构的研究一直是土工问题中的难点和热点[6],近十几年来,土本构的研究获得了大量的研究成果,可以模拟各种土的一些特殊行为。本文采用Krieg提出的*MAT_SOIL_AND_FOAM材料模型。
3 数值模拟分析
取混凝土结构上部一个单元(A),下部一个单元(B),左侧两个单元(C,E),右侧一个单元(D)进行分析。
结构在X方向上的应力峰值及达到峰值的时间在各种工况下的数值模拟结果见表2。
结构在Y方向上的应力峰值及达到峰值的时间在各种工况下的数值模拟结果见表3。
4结语
1)从表2可以看出,D单元位于侧墙内比位于同一水平线上的C单元应力峰值稍小,且达到应力峰值的时间也晚于C单元C,E单元同处于中隔墙内,随着工况的改变,C单元逐渐向E单元靠近,故C,E单元的应力峰值及达到峰值的时间也逐渐接近考查C,D,E单元,发现随着TNT炸药药量的逐渐增加,其在X方向上的应力峰值也逐渐增大。从表3可以看出,B单元位于隧道结构顶板的中部,随着TNT炸药药量的增加,其在Y方向的应力峰值越来越大,且达到应力峰值的时间也越来越短。
2)D单元位于侧墙内比位于同一水平线上的C单元应力峰值稍小,且达到应力峰值的时间也晚于C单元。C,E单元同处于中隔墙内,随着工况的改变,C单元逐渐向E单元靠近,故C,E单元的应力峰值及达到峰值的时间也逐渐接近。考查C,D,E单元,发现随着TNT炸药药量的逐渐增加,其在X方向上的应力峰值也逐渐增大。
参考文献
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爆炸效应 篇4
关键词：可燃气云,爆炸,温度场,数值模拟
1 前言
在石油和化工领域, 易挥发液体和气体的泄漏事故时有发生。泄漏的大量可燃气体或液体燃料蒸汽, 与空气混合达到极限浓度时, 意外遇到点火源即可能发生气相爆炸, 从而造成巨大的人员伤亡和财产损失[1], 这种现象通常称为无约束气云爆炸 (Unconfined Vapor cloud explosion, 简称UVCE) 。UVCE的伤害效应主要包括三方面:冲击波超压伤害、高温伤害及爆炸产生的有毒有害气体伤害。目前, 国内外对冲击波超压伤害的研究及预测方法相对较多[2,3], 如TNT当量法及TNO多能法等, 对高温及有毒有害气体伤害效应的研究相对较少[4]。同时, 对于相同体积的可燃气云来说, 半球形气云爆炸强度最高[5], 因此大量的UVCE实验、理论研究及数值计算均采用半球形气云作为研究对象[6,7,8,9], 从而得到相对更安全、更保守的预测结果;但在实际的气云爆炸事故中, 气云的形状更接近于圆柱形[10]。因此, 有必要对圆柱形UVCE的高温效应进行深入研究。
爆炸温度场分布与爆源的理化性质和质量密切相关, 具有高度非线性, 其研究方法可以分为两种:一种是实验, 另一种是数值模拟。由于瞬态温度场测试难度较大, 加之目前瞬态温度场测试技术尚不完善, 本文采用数值模拟方法来研究圆柱形UVCE产生的瞬态温度场分布, 为爆炸灾害的预防和控制提供了科学依据, 填补了国内外在爆炸瞬态温度危害效应定量评估方面的空白。
2 数学模型
2.1 基本方程
UVCE过程满足连续性方程、动量守恒方程、能量守恒方程及化学组分守恒方程。各方程如下:
连续性方程:
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其中, ρ是密度;v是速度矢量。
动量守恒方程:
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其中, p是流体微元体上的压力;τ是因分子粘性作用而产生的作用在微元体表面上的粘性应力张量:
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其中, I是单位向量;μeff=μl+μt是等效动力粘性系数, μl是分子动力粘性系数, undefined是湍流动力粘性系数, k是湍流动能, ε是相应的耗散率, Cμ为常数, 取0.09;δij是单位张量。
能量守恒方程:
undefined
其中, undefined表示流体微团的总能, 即内能和动能之和;对于理想流体, 可感焓[11]undefined;Yj是组分j的质量分数, 对于组分总数为N的流体, 有Yj=undefinedYi;组分j的焓定义为hj=∫undefinedcp, jdT, 其中cp, j是组分j的比定压热容, Tref=298.15K;有效热导率keff=kl+kt, 其中kl和kt分别是层流热导率和湍流热导率。Ji是组分j的扩散通量, 其表达式为:
undefined
其中, Dj, m为组j分的扩散系数, Sct是湍流施密特数, 取常数值0.7。Rj和qj分别是组分j的燃烧速率和燃烧热。
组分方程:
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2.2 湍流模型
采用标准k-ε湍流模型来描述气体的湍流流动, 其中湍流动能k及其耗散率ε满足下列方程:
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其中, C1、C2、σk、σε为常数, 分别取1.44、1.92、1.0、1.3。
2.3 燃烧模型
甲烷气体燃烧爆炸的化学反应机理较复杂, 因此本文采用单步不可逆反应。对甲烷和空气混合气云的燃烧爆炸有:
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采用基于Arrhenius方程的Laminar-Finite-Rate燃烧模型。对于上述单步不可逆反应, 该模型的平均反应速率表达式如下:
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vj和Mj分别为反应物组分j的化学计量系数和摩尔质量, Ar是指前因子, βr是温度指数, Er是反应的活化能, R为气体常数, Cj和ηj分别是反应物组分j的质量分数和反应速度指数。
3 计算方法
采用有限体积的离散方法, 并采用改进的SIMPLE算法解决瞬态流场中压力与速度间的耦合。
3.1 计算域及网格划分
数值模拟针对高与直径均为0.5m的圆柱形可燃气云, 其内部充满甲烷与空气的均匀混合物, 甲烷的体积分数约为10%。圆柱体底部为地面, 外部为大气, 大气区域外边界设置至10倍气云半径[10]。根据轴对称性, 选取实际区域剖面的一半作为计算域, 并在圆柱体对称轴上距地面高0.25m处设置半径为2mm的球形点火源。采用非结构网格对计算域进行离散, 在点火源附近进行了局部网格加密。计算域如图1所示。
3.2 初始及边界条件
设初始时刻为t0, 对于整个计算域有:
T (t0) =300K, p (t0) =1.01325×105Pa, u (t0) =0, v (t0) =0;
对于圆柱形气云区域各组分的初始体积分数如下:
VFCH4 (t0) =10.0%, VFO2 (t0) =18.9%, VFN2 (t0) =71.1%;
对于外界大气区域有:
VFCH4=0.0%, VFO2 (t0) =21.0%, VFN2 (t0) =79.0%;
基于轴对称特点, 设置混合气云中心为轴对称边界条件, 地面采用绝热固壁面边界条件, 大气出口设置为压力出口边界条件。初始球形点火源位置如图1所示, 点火能量约100mJ, 持续时间约s。
4 数值模拟结果
4.1 爆炸瞬态温度场分析
图2给出了圆柱形可燃气云爆炸开始后3ms、5ms、10ms、15ms、20ms、25ms、30ms、35ms的瞬态温度场分布。由于点火源为球形, 使得爆炸最初的高温区也呈球形分布, 如图2 (a) 、 (b) 所示。随着爆炸的进行和热量的向外扩散, 高温区不断扩大并逐渐趋向于圆柱形, 如图2 (c) 、 (d) 。由数值计算可知, 爆炸开始后30ms至35ms时 (如图2 (g) 、 (h) ) , 爆炸场中甲烷的体积分数最大值已经小于1%;由于甲烷的逐渐耗尽, 高温区域在这段时间之后向外扩大的速度急剧减小。从整个爆炸过程来看, 高温可能达到的最大竖直高度和最大水平距离分别约为1m和0.8m, 分别约等于圆柱体高的2倍和半径的3.2倍。比如, 从整个瞬态温度场来看, 距离地面高度约1m处的最高温度达450K左右, 距离圆柱体对称轴水平距离0.8m处的最高温度约为430K;距离再远, 温度就会更接近于初始温度。上述分析同时还说明圆柱体可燃气云爆炸的温度场在竖直和水平两个方向上呈不对称性分布。另外, 爆炸开始5ms后的各时刻, 靠近地面的高温区域面积始终是最大的, 这说明靠近地面区域是最危险的, 因此在靠近地面附近应更加重视高温防护措施。
4.2 最高温度与水平距离、初温及参与爆炸的混合气云质量的关系
对各时刻下可燃气云爆炸产生的最高温度Tmax及其水平距离Rc (以圆柱体中心为参考点) 、初温T0、参与爆炸的混合气云质量mc等数据整理并进行多项式拟合, 从而得到了UVCE产生的最高温度随水平距离、初温及参与爆炸的混合气云质量的函数关系式:
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表1给出了式 (11) 中的参数取值及其误差, 经计算, 该拟合过程的相关指数R2≈0.9975, 说明该曲线拟合得较好。以undefined变量为横坐标, 最高温度Tmax为纵坐标, 将数值模拟得到的离散数据点与拟合曲线共同绘制于图3中。可以看出, 在参与爆炸的混合气云质量一定的情况下, 可燃气云爆炸产生的最高温度Tmax随水平距离Rc增大而迅速衰减。
5 结论
借助数值模拟手段, 以甲烷为例, 对具有一定燃料浓度和高径比的圆柱形可燃气云爆炸的瞬态温度场进行了研究。研究结果表明, 圆柱形可燃气云爆炸的温度场呈不对称性分布, 靠近地面处是最危险区域;高温可能达到的最大竖直高度和最大水平距离分别约为圆柱体高的2倍和半径的3.2倍;给出了UVCE最高温度随水平距离、初温及混合气云质量的函数关系式, 在一定的混合气云体积、浓度和初始环境温度下, 能够估算出不同水平距离对应的最高温度, 这对可燃气云爆炸灾害的预测及防护有重要意义。
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