開口率對(duì)置障管道火焰?zhèn)鞑ヌ匦杂绊懩M

周 寧, 戴瑤瑤,2, 李 雪, 宗永迪, 陳 兵, 黃維秋, 趙會(huì)軍, 袁雄軍

(1. 常州大學(xué) 石油工程學(xué)院, 江蘇 常州 213164; 2. 中國(guó)石化管道儲(chǔ)運(yùn)有限公司搶維修中心,江蘇 徐州 221300; 3. 中國(guó)安全生產(chǎn)科學(xué)研究院, 北京 100012)

1 前 言

燃?xì)獍l(fā)生泄漏后，在受限空間內(nèi)與空氣混合會(huì)形成爆炸性混合物，遇點(diǎn)火源有燃燒爆炸危險(xiǎn)。燃?xì)夤艿佬孤┲車臻g總會(huì)存在家具、裝置等障礙物，會(huì)擴(kuò)大燃爆事故后果[1]，而門窗、通風(fēng)口等又會(huì)存在泄爆效應(yīng)，降低事故危害。因此有障礙物和泄爆口同時(shí)存在的受限空間可燃?xì)怏w燃爆機(jī)理[2]一直是研究的熱點(diǎn)。近年來國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)可燃預(yù)混氣體燃燒爆炸開展了大量的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究。Masri 等[3]采用大渦模擬與動(dòng)態(tài) Germano 火焰面模型耦合方式對(duì)丙烷/空氣在障礙物形狀和阻塞率變化空間內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^程進(jìn)行模擬。Veynante[4]，Nogenmyr[5]，Knudsen[6]等根據(jù)湍流尺度與火焰面厚度的相對(duì)尺寸大小對(duì)火焰面模型進(jìn)行細(xì)化修正，以確保對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ匦跃_預(yù)測(cè)。余立新等[7]研究發(fā)現(xiàn)在半開口管道中障礙物對(duì)火焰速度和壓力提升作用顯著。Wan 等[8-10]研究了通風(fēng)口位置、大小及障礙物與通風(fēng)口相對(duì)位置對(duì)管道內(nèi)爆炸特性的影響。王世茂等[11]研究了開口率和點(diǎn)火源類型對(duì)汽油蒸氣泄壓爆炸超壓的影響。Chao 等[12]對(duì)帶有排氣口的小空間內(nèi)可燃?xì)庠七M(jìn)行排氣爆炸試驗(yàn)，探究壓力變化的影響因素。上述工作主要集中在障礙物阻塞率、位置對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊?，以及泄爆條件下火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律的研究，障礙物和泄爆耦合影響受限空間可燃?xì)怏w燃爆機(jī)理問題尚未解決，分析不夠全面，尚需進(jìn)一步研究。而石化生產(chǎn)中障礙物與泄瀑口共存，且障礙物與泄瀑口分布和尺寸都是變化的，阻塞率和開口率對(duì)受限空間火焰?zhèn)鞑ビ绊戄^大，因此本文開展障礙物和開口率兩因素耦合影響下的受限空間可燃?xì)怏w爆燃機(jī)理研究，以期揭示障礙物和開口率耦合作用下的可燃?xì)怏w燃爆機(jī)理，為相關(guān)事故預(yù)防提供理論支撐。

2 數(shù)值模型

2.1 控制方程

大渦模擬 (large eddy simulation，LES)通過建立空間濾波函數(shù)，從湍流瞬時(shí)運(yùn)動(dòng)方程中過濾小尺度渦結(jié)構(gòu)，分解出只含有大尺度渦的運(yùn)動(dòng)方程，而小渦對(duì)流場(chǎng)的影響是通過在控制方程中引入附加應(yīng)力項(xiàng)建立亞格子尺度模型（subgrid-scale model）。大渦模擬引入濾波函數(shù)對(duì)納維-斯托克斯方程(Navier-Stokes equations)方程進(jìn)行濾波處理，使得高波數(shù)的波被截?cái)?，但能量傳遞過程仍被保留，即允許從大渦傳遞給小渦。大渦模擬控制方程[9]為

2.2 燃燒模型

對(duì)于預(yù)混燃燒，本文采用基于C 方程的Zimont 燃燒火焰面亞格子模型，c 為反應(yīng)過程變量，模擬過程中取c=0.1 為火焰鋒面。式中：模型常數(shù) A=0.52，u′為亞格子湍流脈動(dòng)速度，ρu為未燃混合氣體的密度，U1為層流燃燒速度，α為反應(yīng)物分子熱傳輸系數(shù)，lt為湍流特征尺度。

3 數(shù)值模擬

圖1 阻塞率0.5 開口率6.25% 時(shí)管道結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the pipe structure with blocking ratio of 0.5 and aperture ratio of 6.25%

3.1 初始條件及邊界條件

參考陳先鋒[13]的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，建立截面為80 mm 的正方形、長(zhǎng)為500 mm 的三維方形管道模型，空載管道內(nèi)預(yù)混氣體丙烷與空氣以當(dāng)量比 1.0 充分混合至靜止?fàn)顟B(tài)，采用Spark 點(diǎn)火，點(diǎn)火能為30 J，點(diǎn)火位置距管道左端面中心50 mm，時(shí)間步長(zhǎng)0.000 1 s。模擬工況初始?jí)毫?p0=0.1 MPa(絕對(duì)壓力)，初始溫度T0=293 K，反應(yīng)進(jìn)度變量 c0=0。壓力速度耦合采用PISO 算法，邊界條件為剛性無滑移絕熱壁面，對(duì)流項(xiàng)采用二階逆風(fēng)格式，擴(kuò)散項(xiàng)采用中心差分格式。通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格尺寸為2 mm ×2 mm ×2 mm，既能減少計(jì)算量又能滿足所需模擬精度的要求。

3.2 模擬工況

管道內(nèi)丙烷-空氣預(yù)混氣體中丙烷氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4.5%，點(diǎn)火能大小為1 J，點(diǎn)火位置為管道左端面中心處，在距左端200 mm 處分別設(shè)置阻塞率為0、0.5、0.7 的障礙物(厚 2 mm，1 倍網(wǎng)格尺寸)構(gòu)建 3 種置障管道模型，開口位置在管道右端面中心處，開口率分別為6.25%、14.1%、25%、39.1%、56.25%、64%(如圖1 所示)的方形孔開口。通過改變各方形管道開口率模擬燃爆過程。

3.3 結(jié)果驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)采用高速紋影技術(shù)記錄火焰陣面結(jié)構(gòu)隨時(shí)間的變化，大渦模擬得到火焰不同時(shí)刻發(fā)展過程，如圖2 所示左側(cè)和右側(cè)分別為高速紋影技術(shù)記錄的不同時(shí)刻火焰結(jié)構(gòu)與大渦模擬得到的火焰結(jié)構(gòu)隨時(shí)間的變化，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的火焰結(jié)構(gòu)的變化規(guī)律一致，均在45 ms 出現(xiàn)Tulip 火焰；如圖3 所示，火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣入S時(shí)間變化的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比，從圖3 中可看出，火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時(shí)間變化的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)吻合，實(shí)驗(yàn)峰值速度與模擬峰值速度的誤差約7.0%，因此認(rèn)為Zimont 燃燒模型有效，后文采用該模型開展開口率對(duì)置障管道火焰?zhèn)鞑ヌ匦杂绊懙难芯俊?/p>

圖2 火焰鋒面結(jié)構(gòu)隨時(shí)間變化實(shí)驗(yàn)與模擬對(duì)照Fig.2 Comparison of flame front structure under experimental and simulated conditions

圖3 火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時(shí)間變化的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果Fig.3 Experimental and simulation results of flame propagation speed profiles

4 結(jié)果與討論

4.1 火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)程

如圖4(a)～(d)所示阻塞率為0 時(shí)管道開口率分別為6.25%、25%、56.25%、64%時(shí)火焰發(fā)展進(jìn)程，在火焰?zhèn)鞑デ捌诟鏖_口率管道內(nèi)火焰進(jìn)程相差不大，火焰鋒面極為相似，而當(dāng)火焰?zhèn)鞑ソ?jīng)過管道中間位置時(shí)（即這4 種開口率管道內(nèi)火焰進(jìn)程分別發(fā)展到25、24、23、22 ms 時(shí)），火焰結(jié)構(gòu)開始受到末端開口率影響，出現(xiàn)不同的“凸出”結(jié)構(gòu)(圖4 中方框標(biāo)出)，并且這4 種開口率管道火焰到達(dá)末端的時(shí)間為36、29、28、27 ms，可見隨開口率增大，火焰?zhèn)鞑ゼ涌?，火焰結(jié)構(gòu)凸起，出現(xiàn)更大形變(圖4 中橢圓圈出)。分析認(rèn)為，管道開口，未燃?xì)怏w主要受到分布在開口軸線上的前驅(qū)沖擊波壓縮，不受壁面阻擋，拉伸軸線處火焰，并且隨著開口率的增大，火焰拉伸作用越明顯。當(dāng)火焰?zhèn)鞑サ焦艿滥┒?，火焰結(jié)構(gòu)“凸出”增多，形變?cè)龃?，分析認(rèn)為，管道末端開口位置一部分未燃?xì)怏w進(jìn)入大氣，另一部分未燃?xì)怏w與到達(dá)末端壁面后產(chǎn)生的反射波相互作用，這兩部分氣體波動(dòng)疊加對(duì)管內(nèi)壓力波產(chǎn)生擾動(dòng)，從而影響火焰結(jié)構(gòu)，開口率越大這種擾動(dòng)越強(qiáng)，引起火焰結(jié)構(gòu)變化越明顯。

圖4 阻塞率為0 管道內(nèi)不同開口率火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)程(取c=0.1 為火焰鋒面)Fig.4 Flame propagation processes at different aperture ratios with blocking ratio of 0 (c=0.1 for the flame front)

如圖5 所示阻塞率為0.5 時(shí)不同開口率管道內(nèi)的火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)程。從圖5 中分析發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)火初期(火焰?zhèn)鞑サ?0 ms 時(shí))受障礙物及開口率影響不明顯，4 種開口管道內(nèi)火焰前鋒分別在20、19、19、19 ms 時(shí)不同程度“跨越”障礙物(圖 5 中橢圓標(biāo)出)，隨后部分火焰受到湍流作用向障礙物方向逆向發(fā)展。以圖5(a)為例分析，20 ms 火焰發(fā)生彎曲變形，火焰面積激增，燃燒更加劇烈，跨越障礙物后，火焰出現(xiàn)2 種方向的改變：障礙物后方的回流區(qū)以及靠近末端開口的火焰湍流區(qū)。在阻塞率為 0.7 的管道內(nèi)，由于阻塞率的增大，拉伸作用明顯，與阻塞率為 0.5 的管道橫向?qū)Ρ瓤芍?，開口率增大對(duì)火焰?zhèn)鞑サ拇龠M(jìn)作用增強(qiáng)。對(duì)比各開口率下火焰發(fā)展隨時(shí)間變化發(fā)現(xiàn)，障礙物對(duì)火焰褶皺卷曲作用與末端開口對(duì)火焰的拉伸作用存在一種“競(jìng)爭(zhēng)”關(guān)系，二者共同影響火焰進(jìn)程。

圖5 阻塞率為0.5 置障管道內(nèi)不同開口率火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)程(取c=0.1 為火焰鋒面)Fig.5 Flame propagation processes at different aperture ratios with blocking ratio of 0.5 (c=0.1 for the flame front)

4.2 流場(chǎng)分布規(guī)律

開口率接近的同一阻塞率管道流場(chǎng)分布大體一致，著重分析開口率為6.25%及56.25%管道內(nèi)阻塞率為0、0.5、0.7 的流場(chǎng)分布。如圖6、7 所示開口率分別為6.25%、56.25%時(shí)置障管道內(nèi)流場(chǎng)分布，從圖6 和7 中可以看出，在開口率相同時(shí)，隨阻塞率增加，流場(chǎng)渦團(tuán)規(guī)模增大，流線更加密集，對(duì)火焰的剪切作用加強(qiáng)，火焰褶皺破碎程度更顯著，火焰面積增加。

圖6 開口率為6.25% 時(shí)置障管道內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.6 Flow field distribution in the barrier pipe with aperture ratio of 6.25%

圖7 開口率為56.25% 時(shí)置障管道內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.7 Flow field distribution in the barrier pipe with aperture ratio of 56.25%

對(duì)比圖 6(a)和 7(a)發(fā)現(xiàn)，圖中流線向開口方向彎曲，越靠近開口端彎曲角度越大，流線越密集。管道末端開口位置一部分未燃?xì)怏w進(jìn)入大氣，另一部分未燃?xì)怏w與到達(dá)末端壁面后產(chǎn)生的反射波相互作用，這兩部分氣體波動(dòng)疊加對(duì)管內(nèi)壓力波產(chǎn)生擾動(dòng)，混合氣體爆炸產(chǎn)生的壓力波和火焰波傳播至管道末端時(shí)，受末端開口影響，壓力波發(fā)生反射并使氣流擾動(dòng)，加強(qiáng)了氣流的湍流程度，而且推動(dòng)已燃?xì)怏w回傳；同時(shí)火焰陣面發(fā)生扭曲和褶皺，增加了燃燒面積，引起火焰加速，加速的火焰又造成氣流湍流程度的增強(qiáng)，從而影響火焰結(jié)構(gòu)，開口率越大時(shí)這種擾動(dòng)越強(qiáng)，引起火焰結(jié)構(gòu)變化越明顯。此時(shí)火焰鋒面結(jié)構(gòu)變化與密閉管道內(nèi)出現(xiàn)Tulip 火焰結(jié)構(gòu)的情況不同[14-15]。渦團(tuán)的形成使火焰鋒面兩側(cè)形成速度方向相反的剪切層，而在阻塞率為0 的管道內(nèi)，由流場(chǎng)圖可知管道內(nèi)沒有形成規(guī)模渦團(tuán)，隨開口率增大，壓力波和速度梯度減弱，其對(duì)渦團(tuán)形成的促進(jìn)作用逐漸減弱甚至消失。

對(duì)比圖6(b)和7(b)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)阻塞率為0.5 時(shí)，由于障礙物的存在，10 ms 時(shí)障礙物后方出現(xiàn)渦團(tuán)，20 ms 火焰跨越障礙物后，25 ms 時(shí)火焰鋒面和障礙物之間出現(xiàn)渦旋低壓區(qū)，從圖6(b)中可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)t=25 ms時(shí)，流線增多，湍流增強(qiáng)，火焰面結(jié)構(gòu)剪切作用加強(qiáng)、褶皺破碎程度更顯著；開口率的增大，加快了火焰?zhèn)鞑?，圖7(b)中24 ms 時(shí)，火焰前鋒較早波及管道末端。

對(duì)比圖6(c)和7(c)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)阻塞率為0.7 時(shí)，較小開口率工況下，不僅在障礙物和火焰前鋒之間出現(xiàn)渦團(tuán)（20 ms），火焰前鋒與管道末端之間也形成渦團(tuán)(24 ms)，隨著開口率增大，火焰前鋒與管道末端之間渦團(tuán)消失，末端開口的增大，促使障礙物與火焰前鋒之間渦團(tuán)規(guī)模增加，圖中流線更加密集，湍流強(qiáng)度增加，開口率影響明顯。流場(chǎng)內(nèi)渦團(tuán)波及范圍較廣，火焰面越過障礙物后橫向水平拉伸更加明顯，管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣容^大。

4.3 管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣确植?/h3>

如圖8～10 所示阻塞率分別為0、0.5、0.7 的置障管道內(nèi)不同開口率條件下火焰?zhèn)鞑ニ俣入S監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置變化的分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)在不同阻塞率管道內(nèi)，隨開口率的增加，火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯嫡w呈現(xiàn)出增大趨勢(shì)，當(dāng)火焰鋒面到達(dá)距點(diǎn)火位置100 mm 處，開口率對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊拇龠M(jìn)作用開始顯現(xiàn)。阻塞率為0、0.5、0.7 時(shí)，開口率為64%管道內(nèi)火焰速度峰值與 6.25%管道相比，分別提升了192.61%，68.17%，98.19%，開口率在阻塞率為 0 時(shí)管道內(nèi)加速效果最為明顯。開口率為0、64%時(shí)，阻塞率為0.7的管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯迪啾扔谧枞蕿? 管道增大了393.99%、233.92%。阻塞率與開口率都會(huì)增大火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯?，阻塞率?duì)管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊募铀傩Ч黠@。

圖8 0 阻塞率管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓疐ig.8 Profiles of flame front propagation velocity in the pipe with blocking ratio of 0

圖9 0.5 阻塞率管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓疐ig.9 Profiles of flame front propagation velocity in the pipe with blocking ratio of 0.5

圖10 0.7 阻塞率管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓疐ig.10 Profiles of flame front propagation velocity in the pipe with blocking ratio of 0.7

由圖8 可知，阻塞率為0 時(shí)管道開口率由6.25% 持續(xù)增大時(shí)，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤傮w呈單調(diào)上升趨勢(shì)，與密閉管道內(nèi)火焰速度先升后降不同。密閉狀態(tài)下，火焰鋒面越逼近末端壁面，產(chǎn)生的與火焰?zhèn)鞑ニ俣确较蛳喾吹姆瓷洳ㄔ綇?qiáng)，對(duì)火焰?zhèn)鞑サ囊种谱饔迷綇?qiáng)，火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档汀?/p>

由圖9 和10 可知，開口管道末端處火焰?zhèn)鞑ニ俣纫脖让荛]管道大得多，因?yàn)楣艿滥┒碎_口時(shí)，管內(nèi)氣體與大氣之間對(duì)流作用，會(huì)促進(jìn)管內(nèi)氣流向管道末端流動(dòng)，在無障礙物管道內(nèi)，隨著開口率的增加，火焰?zhèn)鞑ニ俣葧?huì)持續(xù)增加直到管道末端。

4.4 爆燃?jí)毫ψ兓?guī)律

開口率影響管內(nèi)壓力波動(dòng)，對(duì)較大阻塞率管道內(nèi)壓力擾動(dòng)作用更顯著，選擇開口率為6.25%、56.25%管道內(nèi)壓力變化進(jìn)行分析，如圖11 所示。當(dāng)開口率增大為56.25% 時(shí)，管道內(nèi)壓力波動(dòng)較大，出現(xiàn)多個(gè)峰值，各阻塞率管道內(nèi)峰值壓力分別下降了96.83%、97.93%、98.58%，所以當(dāng)阻塞率為0.7 時(shí)，泄壓百分比最大，開口率增大對(duì)阻塞率為0.7 時(shí)管道內(nèi)峰值壓力削弱作用最強(qiáng)，變化趨勢(shì)影響最大。

圖11 開口率為6.25%、56.25%管道內(nèi)爆燃?jí)毫r(shí)程圖Fig.11 Time-lapse diagram of blasting pressure under 6.25% and 56.25% aperture ratios

不同工況得到的峰值壓力匯總?cè)鐖D12、13 所示。由圖12 可知，管道中峰值壓力與開口率呈負(fù)相關(guān)變化，開口率增大造成管道發(fā)生明顯泄壓。當(dāng)開口率為6.25% 時(shí)各管道內(nèi)最大爆炸壓力分別為0.069 4、0.236 7、0.210 7 MPa，當(dāng)開口率為 64% 時(shí)分別為 0.001 6、0.005 2、0.004 2 MPa，降幅為 97.69%、97.80%、98.01%。根據(jù)爆炸條件下空氣超壓對(duì)人體傷害程度分類[16]可知，當(dāng)空氣超壓沖擊波壓力小于 0.02 MPa時(shí)，對(duì)人體無傷害，3 種不同阻塞率管道達(dá)到安全泄壓的開口率分別為25%、39.1%、25%。

圖12 不同阻塞率下峰值壓力隨開口率變化Fig.12 Peak pressures as a function of aperture ratio under different blocking ratios

圖13 不同開口率下峰值壓力與阻塞率關(guān)系Fig.13 Relationship between peak pressure and blocking ratio under different aperture ratios

如圖13 所示為不同開口率下峰值壓力與阻塞率關(guān)系，從圖中可以發(fā)現(xiàn)在開口率為6.25% 時(shí)阻塞率對(duì)管道內(nèi)峰值壓力的影響更顯著，隨著開口率的增加，阻塞率對(duì)峰值壓力的影響減小。在同一開口率狀態(tài)下，阻塞率由0 增加到0.7 時(shí)，管內(nèi)峰值壓力先增大后減小，阻塞率為0 時(shí)峰值壓力最小，阻塞率為0.5 時(shí)峰值壓力達(dá)到最大，阻塞率為0.7 時(shí)次之。阻塞率增大，湍流程度增加，管內(nèi)燃燒反應(yīng)加劇，壓力會(huì)出現(xiàn)較大增加。而阻塞率為0.7 的管道內(nèi)，由于障礙物節(jié)流作用[3]，通過障礙物時(shí)火焰厚度較阻塞率為0.5 時(shí)薄，以致火焰?zhèn)鞑ニ俣仍龃蠖紵磻?yīng)不如阻塞率為0.5 的劇烈，而且流場(chǎng)擾動(dòng)波及范圍較廣，造成未燃?xì)怏w逸出管道，能量損失。這是阻塞率增大會(huì)引起管內(nèi)壓力發(fā)生較快加速，而阻塞率過大反而會(huì)削弱管內(nèi)壓力增大的原因。阻塞率為 0.7 的置障管道內(nèi)，火焰面越過障礙物后與流場(chǎng)的相互作用加劇了管內(nèi)氣流擾動(dòng)，末端開口時(shí)障礙物促進(jìn)了泄壓。

5 結(jié) 論

采用大渦模擬對(duì)各置障管道末端開口率對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ匦浴⒐艿纼?nèi)流場(chǎng)變化、壓力、速度進(jìn)行模擬計(jì)算，得到以下結(jié)論：

(1) 障礙物和末端開口對(duì)火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)程有顯著促進(jìn)作用。開口率增加，管內(nèi)氣體與大氣之間對(duì)流作用促進(jìn)預(yù)混氣體向管道末端流動(dòng)，流線更加密集，渦團(tuán)規(guī)模增加，火焰鋒面褶皺增多，破碎程度增加，管道內(nèi)燃燒進(jìn)程加快，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾?；?dāng)障礙物存在時(shí)，受到壁面及障礙物的反射作用，流場(chǎng)內(nèi)渦團(tuán)波及范圍較廣，火焰面越過障礙物后水平拉伸更加明顯，火焰受到擾動(dòng)增加，湍流程度增強(qiáng)，加快火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

(2) 管道中峰值壓力與開口率呈負(fù)相關(guān)變化，開口率大，管道內(nèi)壓力波動(dòng)增大，管道泄壓越顯著；在同一開口率條件下，阻塞率影響峰值壓力，阻塞率為0.7 時(shí)泄壓百分比最大，最大可達(dá)98.58%，泄壓效果最明顯。對(duì)于阻塞率為0 的管道與阻塞率為0.7 的管道，開口率為25% 可達(dá)到安全泄壓效果，而對(duì)于阻塞率為0.5 的管道，在開口率為39.1% 時(shí)才能實(shí)現(xiàn)安全泄壓。

(3) 管道內(nèi)設(shè)置障礙物和增大開口率均會(huì)加速火焰?zhèn)鞑?、改變火焰形態(tài)，但阻塞率對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣劝l(fā)展趨勢(shì)的影響占主導(dǎo)作用。各阻塞率下，開口率由0 增加到64% 時(shí)，管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯堤嵘?8.17%～192.61%；而各開口率下，當(dāng)阻塞率由 0 增加至 0.7 時(shí)，管道內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯堤嵘?33.92%～393.99%。