实验装置主要由燃烧管道、高速摄像、配气系统、点火系统、压力测试系统及同步控制系统组成。燃烧管道分为两种：单一的有机玻璃燃烧管道和组合管道，其中有机玻璃燃烧管用于研究预混气体的爆燃特性，组合管道用于研究预混火焰的淬熄特性。

有机玻璃管的尺寸如表1所示。燃烧管C1、C2和C3的长度均为1 400 mm，内径分别为5、10和15 mm，壁厚均为5 mm。燃烧管C4的长度为2 000 mm，内径15 mm，点火端内置长300 mm的螺旋环，螺旋环的螺距为5 mm，外径为15 mm；距离点火点100、400、600、800、1 000、1 200、1 400和1 600 mm处装有压力传感器，分别标记为P1、P2、P3、P4、P5、P6、P7和P8，传感器截面刚好与玻璃管内壁齐平；压力传感器型号为PCB-113B24，测量的最大误差为2.3%；根据传感器间隔距离和压力波经过传感器的时刻，可计算冲击波速度^[18-19]。燃烧管C4示意图如图1所示。组合管道由不锈钢细管和有机玻璃管组成，其中：不锈钢细管长度为1 000 mm，位于中间位置，两端通过转换接头与有机玻璃管连接；前端玻璃管用于预混火焰加速，称为加速管；后端玻璃管用于观察火焰是否通过中间不锈钢细管，称为验证管。组合管道示意图如图2所示。

配气时，通过高精度质量流量计控制气体质量。采用堀场汇博隆精密仪器有限公司的S48 300HMT流量计，最大量程有500 mL/min和200 mL/min两种规格，误差为 ± 0.5%。配气前，先将气袋（10 L）抽至真空，再依次充入C₂H₄和N₂O，充气完毕后关闭气袋阀门，静置24 h，以便气体混合均匀^[20]。采用电阻丝点火，点火位置位于燃烧管一端，电阻丝直径0.6 mm，长100 mm，点火时通电电压为20 V，功率为20 W。采用日本PHOTRON公司的“FASTCAM”系列高速摄像机拍摄，拍摄速度为10⁴帧每秒。

N₂O、C₂H₄、CO₂的纯度均为99.99%，N₂O/C₂H₄的质量比为9∶1，接近化学当量比，氧化剂略过量。

充气前将真空泵、气袋和燃烧管道通过三通管道连接起来；在室温下采用真空泵先将燃烧管道抽至真空，接着用预先配好的气体（气袋中的气体）清洗管路3次，然后将混合气体充入燃烧管道中至压力为0.1 MPa，关闭进气阀门；点火前通过同步控制系统将管道末端的电磁阀打开，电磁阀打开1 s后接通点火电源，开始点火，同时启动高速摄像和压力测试系统，记录数据。每种实验条件下测试3次。

图3为火焰阵面传播速度随时间的变化曲线，处理高速摄影图像时以出现可见火焰作为零时刻。由图3可知：C1（5 mm）、C2（10 mm）和C3（15 mm）3种管道中预混火焰从点火端传播至末端的时间分别为1.2、1.4和1.6 ms。点火初期（0～0.8 ms阶段），5 mm管中火焰传播速度明显大于10和15 mm管。5 mm管中预混气体被引燃之后，火焰传播速度开始迅速增大，0.2 ms时速度为250 m/s，0.4 ms时已增至1 044 m/s，0.8 ms时速度进一步增至1 661 m/s；10 mm管中，0.2～0.4 ms时间段内火焰传播速度缓慢增大，约为250 m/s，0.4～0.6 ms时间段内，火焰加速变快，0.6 ms时速度增至约600 m/s，0.8 ms时火焰速度为1 541 m/s；15 mm管中，0.2～0.8 ms之间火焰传播速度增大缓慢，速度由238 m/s增至457 m/s，此阶段预混气体处于相对平稳的燃烧阶段。因此当管径大于临界爆轰直径时，管径尺寸越大，点火初期同一时刻对应的火焰速度越小，与文献报道的结果^[21]相一致。同时，从图3可以看出，5、10和15 mm 3种管径的管道中预混气体火焰最大速度分别为1 871、2 021和2 341 m/s，对应的时刻分别为1.0、1.0和1.2 ms。随着管径的增大，预混火焰传播最大速度呈现增大趋势，这主要是因为管径越小，热损失越严重，爆轰速度越小。

图4为火焰加速度随时间的变化曲线。由图4可知：点火后0～0.4 ms时间段内，火焰加速度随着管径的增大依次减小。预混气体被点燃后，5 mm管中火焰加速度随时间几乎呈直线下降，0.2 ms时加速度值最大，说明5 mm管中的预混气体被点燃后很快进入爆燃转爆轰阶段；10和15 mm管中火焰加速度呈现先增大后减小的趋势，点火初期（0～0.4 ms），10和15 mm管中气体处于相对平稳燃烧阶段，火焰加速度较小，但后期随着燃烧加剧，进入爆燃转爆轰阶段后，火焰加速度明显增大，超过5 mm管中的加速度值，当火焰速度接近该管径的爆轰极限值时，加速速率开始下降。

综上所述，点火初期火焰速度及加速度均随管径的增大而减小。主要是由于：火焰与管壁之间的黏性效应促使火焰在管道中拉伸，形成经典的“Tulip”火焰；初始阶段火焰速度呈指数增长，然后压缩波对未反应气体进行预热，并与边界层相互作用，使火焰进一步加速；当通道尺度变小时，黏性效应加剧，边界层与内部火焰更容易产生速度梯度，火焰表面更容易产生褶皱，从而进一步促进“Tulip”火焰的形成^[22-23]。研究表明：起爆首先发生在阻力较大的边界层失稳区，湍流效应及漩涡运动诱导形成“Tulip”火焰的同时加快了燃烧反应速率，尺寸越小，湍流加速形成的“Tulip”火焰越早，管内温度也越高，火焰加速速率越快^[24-25]。因此，点火初期同一时刻对应的火焰速度和加速度均随着管径的增大而减小。

图5为C1（5 mm）管中CO₂稀释前后火焰传播速度随时间的变化曲线。结果表明：初始阶段两者差异较大，C₂H₄/N₂O体系点火后很快进入爆燃转爆轰阶段，0.4 ms时火焰已加速至1 044 m/s；对于C₂H₄/N₂O/CO₂体系，0～1.2 ms阶段火焰处于缓慢加速阶段，1.2 ms时火焰传播速度为433 m/s。因此CO₂明显降低了初始阶段火焰的加速速率，同时也降低了火焰在管道中的最大传播速度，两者的最大传播速度分别为1 871 m/s和1 781 m/s。研究表明：CO₂作为稀释剂时，热力学效应起主导作用，即CO₂通过改变混合物的热容，降低了火焰温度和化学反应速率，使得火焰传播速度降低^[26]；同时CO₂也参与了动力学反应^[27-28]，反应步骤可表示为

C₂H₄/N₂O为自由基反应，反应步骤（1）为链引发反应，反应步骤（2）和反应步骤（3）为链传递过程，以上几步基元反应是消耗N₂O的主要反应，该反应步骤对火焰传播速度的影响很大，CO₂通过基元反应（4）转化为CO，减少了H自由基与N₂O的反应几率，从而使主体化学反应速率降低，预混气体燃烧速率随之降低，火焰传播速度随之减小^[29]。

采用NASA的CEA化学平衡软件^[30]估算了N₂O与C₂H₄反应的C-J爆轰参数。若系统内各组分的摩尔数没有自发的变化趋势，则称为达到化学平衡。在质量守恒的约束条件下，采用吉布斯自由能最小化为化学平衡判据，建立体系的化学平衡方程

式中：g为每千克混合物的吉布斯自由能，$b_i^0$为每千克反应物中元素i的量，b_i为每千克混合物中元素i的量，λ_i为拉格朗日乘子。根据变分原理，对方程两边取变分，得到

式中：µ_j为每千克物质j的化学势，a_ij为物质j中元素i的量。由于任何不等于零的小量${\text{δ}} $n_j、${\text{δ}} $λ_i是相互独立的，因此可得

计算时初始温度（T₀）和压力（p₀）分别设定为298 K和0.1 MPa；反应物的量按照N₂O与C₂H₄反应的理想方程式设定，即

则反应物的C-J爆轰速度（v_CJ）为2 200 m/s，爆压（p_CJ）为3.90 MPa。

图6为C4管中火焰阵面传播速度随时间的变化曲线。点火后预混气体经历了点火初期、爆燃转爆轰、稳定爆轰和爆轰衰减4个阶段，爆轰阶段的平均爆速为2 207 m/s，理论C-J爆速为2 200 m/s，实验与理论计算值基本一致，误差为0.3%。点火初期，由于加速环的扰动作用使得燃烧迅速转变为湍流燃烧，随着湍流强度的增大，湍流氛围内较小的涡团能量增强，促进了火焰的正向拉伸，使得火焰传播速度加快，同时在火焰前方形成一个高压流场区域^[31]，因此预混气体在点火后很快进入爆燃转爆轰阶段。螺旋环的加速过程遵循“热点”机理，预混气体被点燃后，压缩波与障碍物相互作用产生局部热点，随着反应的进行，“热点”逐渐演变为微爆轰，产生的局部爆轰越频繁，火焰传播速度越大^{[5, 32]}。图7显示了C4管中压力演变过程。由图7可知，100 mm处压力峰值已达到最大值6.46 MPa，400 mm处压力峰值下降至3.46 MPa，此时已形成典型的爆轰波形，预混气体已完成爆燃转爆轰过程，此后超压峰值逐渐趋于稳定。图8为不同位置压力峰值变化曲线。由图8可知，在1 000～1 600 mm区间内，压力峰值处于相对稳定阶段，波动较小，平均压力峰值为3.92 MPa，理论计算值为3.90 MPa，误差为0.5%。

冲击波和火焰传播速度随位移的变化关系如图9所示。由图9可知：在100～1 000 mm之间，冲击波速度振荡较大，总体上冲击波速度大于火焰传播速度；在100～400 mm之间，冲击波平均速度已上升至2 325 m/s，在此区间内火焰最大速度约为1 500 m/s；在800～1 000 mm之间，冲击波速度达到最大值3 146 m/s。这是由于气体爆燃属于非理想爆炸，其爆炸能量不是瞬时释放，气体受热膨胀产生前驱压力波，其速度比火焰速度高得多，行进在火焰阵面前方，火焰在压缩过的未燃气中传播。在爆燃转爆轰过程中前驱冲击波阵面仍然行进在火焰面的前方，但二者的间距在减小^[33]。在1 000～1 600 mm之间，冲击波振荡幅度变小，冲击波平均速度与火焰速度基本保持一致，燃烧管内形成稳定爆轰，爆轰以2 149～2 461 m/s向未燃区传播，此区间内冲击波和火焰平均速度分别为2 277和2 235 m/s，与C-J理论爆轰速度的相对偏差分别为3.5%和1.6%，实验结果与理论计算基本一致。

图10为组合管道中火焰传播实测图像。右端为长1 000 mm、内径15 mm的有机玻璃加速管，中间为长1 000 mm、内径1.2 mm的不锈钢燃烧管，左端为长500 mm、内径15 mm的有机玻璃验证管。从图10可知，该条件下火焰从右端燃烧管经过中间的不锈钢管道传播至左端的验证管中。

图11为预混火焰在组合管道中的传播情况，“×”表示火焰未通过中间不锈钢管，“■”表示通过，l表示点火端玻璃管长度，d表示中间不锈钢管道内径。由图11可知，在本实验条件下，C₂H₄/N₂O的淬火管径（d_q）为0.5 mm < d_q < 0.7 mm。当d < 0.5 mm时，预混火焰均无法通过中间管道到达验证管；当d为1.2和2.0 mm时，火焰均可通过。由2.1节可知，在大尺寸管道中，边界效应导致预混气体火焰加速度随管径的减小而增大，但当燃烧管道窄至微米级时，管径越小，火焰越容易淬熄。火焰发生淬熄主要由热损失和火焰过度拉伸导致^[34]。管径越小，管道表面积与容积的比值越大，火焰通过管壁的热损失越大，当热损失率大于燃烧反应的放热速率时，火焰熄灭^[35]；过度拉伸使得火焰表面发生扭曲变形，大量未燃气体进入反应区，热扩散作用导致反应区热损失严重，火焰发生熄灭^[36]。尤其在变径管道中，火焰更容易因热损失和火焰过度拉伸而淬熄^[37]。

当d = 0.7 mm，前端加速管l = 100 mm时，验证管中未观察到火焰，但当l ≥ 500 mm时，火焰均可通过不锈钢管到达验证管，因此，增加前端加速管有利于火焰通过不锈钢窄管，即淬熄管径减小。图12为预混火焰在加速管中的传播速度随时间变化曲线。由图12可知，当l为100、500、1 000和2 000 mm时，火焰阵面到达不锈钢管入口处的速度分别为303、671、2 204和2 246 m/s。因此，对于湍流火焰来讲，传播速度越大，淬熄越困难。根据设计阻火器的经验公式^[6]

式中：L为淬熄管道长度，cm；S_t为湍流火焰传播速度，m·s⁻¹；d_q为淬熄管径，cm。当d_q = 0.5 mm时，加速管中湍流火焰的最大速度为2 533 m/s，根据式（10）可得中间不锈钢管长度应大于12.67 cm，才能使火焰完全熄灭；当d_q = 0.3 mm时，L > 4.56 cm。

（1）在大直径半封闭有机玻璃管中，预混火焰经历了缓慢加速阶段、爆燃转爆轰阶段和爆轰阶段；点火初期，火焰速度和加速度随着管径的减小而增大，内径为5 mm的管道中火焰加速最快，10和15 mm管道中火焰加速依次减小。CO₂会明显降低预混火焰的加速进程和最大爆轰速度，在不改变推进性能的前提下，加入CO₂有利于提高预混气体的安全性能。C₂H₄/N₂O的稳定爆速为2 207 m/s，稳定爆轰压力为3.92 MPa，与理论计算值一致。

（2）实验得到常压下预混气体C₂H₄/N₂O在小直径不锈钢管中淬熄管径为0.5 mm < d_q < 0.7 mm；湍流火焰传播速度越大，管径越大，火焰淬熄越困难。同时依据淬熄管径、湍流火焰速度和淬熄长度的关系计算出防回火管道的长度，为阻火器的设计提供参考。