氣體泄爆壓力分步計(jì)算模型及其湍流修正*

孫 松，高康華，邱艷宇，王明洋

（陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210007）

可燃性氣體因其來源廣、熱能高、污染小等特點(diǎn)已經(jīng)成為人們生產(chǎn)、生活中最常用的能源之一；與此同時(shí)，頻繁發(fā)生的氣體爆炸事故也給人們的生命財(cái)產(chǎn)安全帶來了巨大威脅。泄爆是工程實(shí)際中最常用的防護(hù)措施，研究者們對(duì)于泄爆條件下空間內(nèi)的爆炸壓力進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究[1-5]，對(duì)氣體爆炸的物理過程及各影響因素有了較全面的了解。

同時(shí)，出于安全性、經(jīng)濟(jì)性和實(shí)用性的考慮，研究者們以大量實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ)結(jié)合氣體爆炸物理過程進(jìn)行了理論模型的研究，以期能夠預(yù)測空間內(nèi)氣體爆炸壓力的變化情況。Bradley 等[6]根據(jù)守恒方程、理想氣體狀態(tài)方程和等熵壓縮方程推導(dǎo)出關(guān)于升壓速率的偏微分方程組，成為其后理論模型發(fā)展的基礎(chǔ)。Han 等[7]通過對(duì)比模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，壓力計(jì)算模型可以較好地描述建筑空間內(nèi)的壓力變化，隨后通過模型計(jì)算探討了泄放面積、泄放壓力、屋室尺寸、氣體濃度和點(diǎn)火位置對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊憽garte 等[8]根據(jù)不同點(diǎn)火位置、容器形狀在一維等熵泄放模型的基礎(chǔ)上對(duì)火焰面積、火焰?zhèn)鞑ニ俣群屯獠勘級(jí)毫M(jìn)行修正，對(duì)比發(fā)現(xiàn)修正后的模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合更好。美國防火規(guī)范NFPA68-2013[9]中總結(jié)大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到不同工況下泄爆壓力及泄爆面積的簡化確定方法，為實(shí)際工程防護(hù)提供了重要指導(dǎo)。Sustek 等[10]使用常用經(jīng)驗(yàn)與半經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)不同實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，由于各經(jīng)驗(yàn)公式中的參數(shù)很多都是基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到，因此各公式適用范圍較窄，使用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算不同工況可能會(huì)產(chǎn)生較大誤差。

現(xiàn)有的氣體爆燃?jí)毫τ?jì)算方法多是以大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)評(píng)估空間內(nèi)的最大峰值超壓，無法準(zhǔn)確描述空間內(nèi)的壓力變化過程；數(shù)值模擬方法計(jì)算成本高，耗時(shí)長，不利于工程快速評(píng)估應(yīng)用；而常用的壓力計(jì)算模型[11-13]多為關(guān)于升壓速率的偏微分方程組，其求解過程較復(fù)雜，同時(shí)這些模型大多假設(shè)泄放構(gòu)件開啟后先泄放已燃?xì)怏w，再泄放未反應(yīng)氣體，無法計(jì)算同時(shí)泄放已燃?xì)怏w和未反應(yīng)氣體的工況。本文中，通過將爆燃過程進(jìn)行微分，假設(shè)每個(gè)微小時(shí)間段內(nèi)爆燃泄放過程均按照先燃燒、再泄放、最后壓力平衡的過程獨(dú)立分步進(jìn)行，得到了泄爆壓力分步計(jì)算模型；同時(shí)在尺寸為2 m×1.2 m×0.6 m 的爆炸腔體一端安裝不同面積的泄壓結(jié)構(gòu)進(jìn)行泄爆實(shí)驗(yàn)，對(duì)分步壓力計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行湍流修正。該模型清晰地反映了氣體爆燃泄放機(jī)理，通過對(duì)微分時(shí)段內(nèi)的分步計(jì)算過程進(jìn)行迭代，可以較好地描述泄爆條件下空間內(nèi)的壓力及各狀態(tài)參數(shù)的變化過程，計(jì)算過程簡單，可為工程實(shí)際中快速評(píng)估內(nèi)爆炸壓力提供參考；經(jīng)過湍流加速修正的壓力計(jì)算模型可以較好地描述因泄放截面改變引起的湍流區(qū)域內(nèi)的壓力變化情況。

1 理論模型

1.1 基本假設(shè)

由于爆燃過程非常復(fù)雜，涉及到燃燒學(xué)、熱動(dòng)力學(xué)、流體動(dòng)力學(xué)等多方面內(nèi)容，因此在模型計(jì)算時(shí)假設(shè)可燃?xì)怏w密度均勻充滿密閉空間且符合理想氣體狀態(tài)方程；同時(shí)假設(shè)密閉容器為絕熱壁面，忽略熱交換及內(nèi)部反應(yīng)的能量耗散過程。

泄放條件下氣體爆燃的超壓變化過程受燃燒產(chǎn)生的壓力和泄放降低的壓力共同影響，變化過程較復(fù)雜，為簡化計(jì)算將燃燒過程和泄放過程單獨(dú)考慮，將氣體爆燃泄放過程分成3 個(gè)獨(dú)立階段：（1）只燃燒不泄放(confined combustion stage)。將此階段簡化為密閉空間內(nèi)的爆燃過程，不考慮泄放對(duì)于爆燃?jí)毫Φ挠绊憽＃?）泄放過程(venting stage)。第1 階段燃燒結(jié)束后室內(nèi)壓力上升，高于外部環(huán)境壓力，此時(shí)燃燒產(chǎn)物和未燃?xì)怏w將分別發(fā)生泄放。（3）泄放后壓力平衡階段(pressure equilibrium stage)。該階段泄放過程結(jié)束，此時(shí)空間內(nèi)部燃燒產(chǎn)物與未燃?xì)怏w壓力不同，空間內(nèi)部會(huì)發(fā)生氣體流動(dòng)最終達(dá)到壓力平衡。密閉空間內(nèi)氣體爆燃泄放過程如圖1 所示，圖1(a)～(c)為燃燒反應(yīng)階段，圖1(d)～(e)為泄放階段，圖1(f)為壓力平衡階段。

圖 1 爆燃泄放分步計(jì)算模型示意圖Fig.1 Diagrams of the sub-steps model for combustion venting

1.2 控制方程

1.2.1 燃燒階段

通常假設(shè)預(yù)混氣體以規(guī)則球形燃燒并向四周擴(kuò)散，則在 Δt時(shí)間內(nèi)所燃燒的體積為：

式中： VB,j為第j 個(gè)時(shí)間段內(nèi)燃燒的氣體體積；S 為火焰?zhèn)鞑ニ俣龋?Vh,j-1為j-1 時(shí)刻已燃?xì)怏w體積。

現(xiàn)定義燃盡率 Δμj為 Δt時(shí)間內(nèi)燃燒的氣體質(zhì)量與可燃?xì)怏w總質(zhì)量之比，則：

式中： ρc,j-1為 j-1 時(shí)刻未燃?xì)怏w密度， V0為 爆炸空間總體積， ρ0為初始?xì)怏w密度。

又因?yàn)楦鶕?jù)等熵壓縮方程，在絕熱過程中有：

式中： γu為未燃?xì)怏w絕熱指數(shù)， pj-1為j-1 時(shí)刻空間內(nèi)的壓力，p0為空間內(nèi)的初始?jí)毫Α?/p>

則 Δμj可以寫成：

由于空間內(nèi)的壓力隨氣體燃燒分?jǐn)?shù)的增大而升高，假設(shè)室內(nèi)壓力的升高與燃燒產(chǎn)物生成量成線性關(guān)系[14]，則圖1 中(c)階段室內(nèi)壓力為：

式中： pb為 密閉空間內(nèi)氣體爆燃產(chǎn)生的最大壓力，該值與氣體種類和濃度有關(guān)； pn,j為j 時(shí)刻密閉燃燒階段結(jié)束時(shí)內(nèi)部壓力值。

由于整個(gè)反應(yīng)過程為絕熱過程且壓力 pn,j已知，則根據(jù)等熵壓縮方程：

可得圖1 中j 時(shí)刻(c)階段未燃?xì)怏w體積為：

已燃?xì)怏w體積為：

式中： Vc,j-1為 j-1 時(shí)刻未燃?xì)怏w體積； Vh,j-1為j-1 時(shí)刻已燃?xì)怏w的體積。

由質(zhì)量守恒可得圖1 中(c)階段未燃?xì)怏w密度為：

式中： ρn,c,j為j 時(shí)刻燃燒階段結(jié)束時(shí)未燃?xì)怏w密度, ρc,j-1為j-1 時(shí)刻未燃?xì)怏w密度。

已燃?xì)怏w密度為：

式中： ρn,h,j為j 時(shí)刻燃燒階段結(jié)束時(shí)燃燒產(chǎn)物密度, ρh,j-1為j-1 時(shí)刻燃燒產(chǎn)物密度。

此時(shí)第j 個(gè)時(shí)間段內(nèi)燃燒階段結(jié)束，開始進(jìn)行泄放階段的壓力計(jì)算。

1.2.2 泄放階段

考慮實(shí)際情況，假設(shè)該階段未燃?xì)怏w與燃燒產(chǎn)物分別發(fā)生泄放且外界氣壓恒為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，則以次臨界速度（ p0/ pj-1≥βk）泄放時(shí)[6,14]，單位時(shí)間內(nèi)泄放的燃燒產(chǎn)物和未燃?xì)怏w體積分別為：

以臨界速度（ p0/ pj-1≤βk）泄放時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)泄放的燃燒產(chǎn)物和未燃?xì)怏w體積分別為：

式中： Ah,j和 Ac,j分別為 Δt 時(shí)間內(nèi)燃燒產(chǎn)物和未燃產(chǎn)物的泄放流動(dòng)面積； γb為 燃燒產(chǎn)物的絕熱指數(shù)； βk為臨界比值，其計(jì)算公式為 βk=[2/(γu+1)]γu/(γu-1)。

由于發(fā)生氣體泄放，未燃?xì)怏w和燃燒產(chǎn)物的密度及壓力均發(fā)生變化，根據(jù)等熵壓縮方程可得圖1 中(e)階段j 時(shí)刻泄放階段結(jié)束時(shí)空間內(nèi)未燃?xì)怏w和燃燒產(chǎn)物的壓力分別為：

j 時(shí)刻泄放階段結(jié)束時(shí)空間內(nèi)未燃?xì)怏w和燃燒產(chǎn)物的密度分別為：

在第2 階段中假設(shè)只發(fā)生氣體的泄放流動(dòng)，但空間內(nèi)未燃?xì)怏w與已燃?xì)怏w所占體積不發(fā)生改變，此時(shí)第2 階段結(jié)束，開始進(jìn)行空間內(nèi)壓力平衡階段的計(jì)算。

1.2.3 壓力平衡階段

由等熵壓縮方程可知:

將式(19)代入式(20)并變形后得完整反應(yīng)過程結(jié)束時(shí)空間內(nèi)的壓力：

式中： β= pr,j/pj。

求得圖1 中(f)階段的壓力pj后，根據(jù)狀態(tài)方程與等熵壓縮方程可以求得(f)階段的氣體物理參數(shù)：

式中： ρh,j和 ρc,j分別為j 時(shí)刻整個(gè)爆燃泄放過程結(jié)束后空間內(nèi)未燃?xì)怏w和燃燒產(chǎn)物的密度； Vh,j和 Vc,j分別為此時(shí)空間內(nèi)未燃?xì)怏w和燃燒產(chǎn)物的體積。

此時(shí)第3 階段結(jié)束，一個(gè)微分時(shí)間段內(nèi)腔體中氣體壓力、密度、體積的完整變化過程結(jié)束，開始迭代進(jìn)行下一個(gè)時(shí)間步的計(jì)算。

反應(yīng)后期若空間內(nèi)混合氣體已全部燃盡，則燃燒過程結(jié)束，此時(shí)氣體繼續(xù)由內(nèi)部流向外部空間，直至內(nèi)外壓力平衡。該階段在迭代計(jì)算過程中省略圖1 中(b)、(c)過程，即該情況下完整反應(yīng)流程圖變?yōu)閳D1(a)、(d)、(e)、(f)。

2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置由配氣系統(tǒng)、長方體爆炸容器、點(diǎn)火系統(tǒng)、泄爆系統(tǒng)與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)構(gòu)成，如圖2 所示。

圖 2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic of the experimental system

爆炸腔體為自行設(shè)計(jì)的長方體容器，長、寬、高分別為2、1.2、0.6 m，最大可承受1 MPa 的壓力。爆炸容器一端為開敞的用于安裝泄爆結(jié)構(gòu)的卡箍式法蘭盤，其尺寸為1.2 m×0.6 m，泄爆構(gòu)件示意圖如圖3所示；另一端壁面中部通過法蘭結(jié)構(gòu)與電阻絲點(diǎn)火器連接，構(gòu)成點(diǎn)火系統(tǒng)，其最大點(diǎn)火溫度可達(dá)500 ℃。實(shí)驗(yàn)中選用乙烯作為可燃?xì)怏w，通過在爆炸腔體側(cè)面等距離設(shè)置進(jìn)氣孔和抽氣孔運(yùn)用壓力分配法配氣，氣體濃度由流量計(jì)和壓力表控制。進(jìn)氣孔內(nèi)配置有細(xì)長進(jìn)氣管道，管道上均勻分布有小孔，這種均布直管式進(jìn)氣系統(tǒng)可以保證腔體內(nèi)預(yù)混氣體混合較均勻。在爆炸腔體頂部裝有PCB113B26 系列壓電式高頻壓力傳感器，分別距泄放端口1.2、0.1 m。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)將采集到的電信號(hào)轉(zhuǎn)化為壓力信號(hào)并輸出，其數(shù)據(jù)采樣頻率為200 kHz。高速攝影儀置于距泄爆口側(cè)面8 m 處，拍照頻率為1 000 s-1。

圖 3 泄爆構(gòu)件示意圖(單位為mm)Fig.3 Schematic diagrams of vent covers (unit in mm)

如圖3 所示，實(shí)驗(yàn)中泄爆構(gòu)件采用擊穿壓力均為7.5 kPa 的泄爆板和泄爆膜。泄爆板泄放面積為1.1 m×0.5 m，泄爆膜泄放面積為0.3 m×0.6 m。采用泄爆膜作為泄爆構(gòu)件開展實(shí)驗(yàn)時(shí)，在腔體泄爆端安裝尺寸為1.2 m×0.6 m 的隔板，并在隔板中部開設(shè)面積為0.6 m×0.3 m 的泄爆口，使用泄爆膜對(duì)其進(jìn)行封閉，如圖3(a)所示；采用泄爆板作為泄爆構(gòu)件開展實(shí)驗(yàn)時(shí)，直接在腔體泄爆端安裝尺寸為1.2 m×0.6 m 的泄爆板，如圖3(b)所示。構(gòu)件擊穿壓力通過在泄爆結(jié)構(gòu)背面粘貼應(yīng)變片以應(yīng)變信號(hào)消失時(shí)刻腔體內(nèi)對(duì)應(yīng)的壓力確定，實(shí)驗(yàn)時(shí)選取的可燃?xì)怏w的體積分?jǐn)?shù)為4%～8%。

2.2 結(jié)果對(duì)比

使用分步壓力計(jì)算模型對(duì)實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行計(jì)算，由于實(shí)驗(yàn)工況為矩形容器端部中心點(diǎn)火，因此需針對(duì)火焰的傳播形狀對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行修正。由高速攝影觀察到火焰由泄爆端流出時(shí)其陣面可近似認(rèn)為是平面，因此為計(jì)算簡便假設(shè)火焰未接觸壁面時(shí)為球形傳播，接觸壁面時(shí)為平面?zhèn)鞑ィ瑒t端部點(diǎn)火時(shí)火焰的體積表達(dá)式為：

式中：2a、2c 為爆炸腔體的長和高，x 為火焰半徑。

泄爆板和泄爆膜工況的計(jì)算值及實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果分別如圖4～5 所示。由圖4 可知：采用泄爆板作為泄爆構(gòu)件時(shí)，2 個(gè)傳感器測得的壓力時(shí)程曲線基本重合，符合準(zhǔn)靜態(tài)壓力形式[15]；此時(shí)腔體內(nèi)部為單峰值壓力曲線，分析認(rèn)為當(dāng)構(gòu)件擊穿后由于泄放面積較大使得短時(shí)間內(nèi)大量氣體外泄，引起腔體內(nèi)部壓力下降至環(huán)境壓力。該情況下模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖 4 可燃?xì)怏w的體積分?jǐn)?shù)不同、采用泄爆板作為泄爆構(gòu)件時(shí)，泄爆壓力的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果的比較Fig.4 Comparison of gas explosion venting pressure between calculated results by the model and experimental ones in the experiments with vent plates at different volume fractions of combustible gas

圖 5 可燃?xì)怏w的體積分?jǐn)?shù)不同、采用泄爆膜作為泄爆構(gòu)件時(shí)，泄爆壓力的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果的比較Fig.5 Comparison of gas explosion venting pressures between the model and the tests with vent films at different volume fractions of combustible gas

觀察圖5 發(fā)現(xiàn)，當(dāng)采用泄爆膜作為泄爆構(gòu)件時(shí)腔體內(nèi)壓力曲線均為雙峰值曲線，分析認(rèn)為由于泄爆膜面積較小，構(gòu)件擊穿后腔體內(nèi)部氣體外流引起壓力下降產(chǎn)生第1 個(gè)壓力峰值；氣體外泄同時(shí)又會(huì)加劇腔體內(nèi)部湍流擾動(dòng)，扭曲火焰陣面，提高燃燒速率與升壓速率，引起腔體內(nèi)壓力再次上升產(chǎn)生第2 個(gè)峰值[1]。同時(shí)由圖5 發(fā)現(xiàn)當(dāng)乙烯體積分?jǐn)?shù)較高時(shí)靠近泄爆口的壓力傳感器T1 測得的第2 個(gè)峰值壓力要大于內(nèi)部傳感器T2 相應(yīng)的測量值，分析原因認(rèn)為由于泄爆膜開口面積較小，外流氣體流動(dòng)面積的突然改變、結(jié)合容器壁的限制作用使得近泄爆口處湍流效應(yīng)明顯，可燃?xì)怏w得到充分燃燒，腔體內(nèi)部產(chǎn)生壓力梯度，泄爆口處壓力大于腔體內(nèi)部壓力，且越接近最佳體積分?jǐn)?shù)該現(xiàn)象越明顯[16-17]。此時(shí)理論模型可以較好地描述腔體內(nèi)部的壓力變化情況，但與近泄爆口處壓力變化情況存在誤差。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證計(jì)算模型的適用性，運(yùn)用該模型計(jì)算其他研究者的實(shí)驗(yàn)工況[5,7,18]，其結(jié)果如圖6所示。通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，該方法具有較好的普適性。

圖 6 運(yùn)用本文計(jì)算模型計(jì)算其他研究者的實(shí)驗(yàn)工況[5, 7, 18]下的瀉爆壓力Fig.6 Gas explosion venting pressures calculated by the model proposed in this paper for the experimental conditions[5, 7, 18] of other researchers

3 模型修正

由于傳感器T1 測得的第2 個(gè)峰值壓力大于腔體內(nèi)部相應(yīng)的壓力值是因泄放截面改變引起的火焰湍流傳播引起，因此在此引入湍流加速因數(shù)λ 對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣冗M(jìn)行修正，以計(jì)算靠近泄放口位置的壓力情況。湍流加速作用因泄放截面的改變引起，因此將傳播路徑中的障礙物截面與火焰?zhèn)鞑ソ孛娴谋戎担醋枞? 作為其增強(qiáng)因子的影響因素。研究者們對(duì)障礙物對(duì)火焰?zhèn)鞑サ募铀僮饔眠M(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究[16,19-20]，雖然實(shí)驗(yàn)環(huán)境不同，但是障礙物阻塞率對(duì)于火焰的湍流加速效果表現(xiàn)出一定的規(guī)律性。現(xiàn)根據(jù)美國防火規(guī)范NFPA68 確定因截面改變引起的湍流加速因數(shù)[9]：

式中：Aobs為障礙物截面面積，As為火焰?zhèn)鞑ヂ窂浇孛婷娣e， λ0為因自湍流等因素引起的湍流因數(shù)。在本文的泄爆膜實(shí)驗(yàn)工況中Aobs取0.37， As取0.55， λ0取2。

則未因傳播截面改變引起湍流加速的火焰?zhèn)鞑ニ俣葹閇21]:

近泄爆口處因截面改變產(chǎn)生湍流加速的火焰?zhèn)鞑ニ俣葹椋?/p>

式中： S0為基本火焰?zhèn)鞑ニ俣龋籶 和p0分別為空間內(nèi)的壓力和初始?jí)毫Γ籘0和Tu分別為初始溫度和未燃?xì)怏w溫度； α 和 η為 根據(jù)實(shí)驗(yàn)確定的參數(shù)，此處 α取2，η取-0.15。

現(xiàn)將修正后的火焰?zhèn)鞑ニ俣却雺毫τ?jì)算模型，則計(jì)算結(jié)果如圖7 所示。由圖7 可知，經(jīng)湍流修正后的壓力計(jì)算模型得到的峰值壓力及升壓時(shí)間與傳感器T1 測得的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，使用湍流修正因數(shù)預(yù)測因傳播截面改變引起的湍流區(qū)域的壓力值具有可行性。

圖 7 針對(duì)體積分?jǐn)?shù)不同的可燃?xì)怏w，修正后的壓力計(jì)算模型得到的瀉爆壓力與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較Fig.7 Comparison of gas explosion venting pressures calculated by the modified model and the test data at different volume fractions of combustible gas

4 結(jié) 論

（1）通過將爆燃泄放過程進(jìn)行微分，假設(shè)每個(gè)微小時(shí)間段內(nèi)爆燃泄放過程均按照先燃燒、再泄放、最后壓力平衡的過程獨(dú)立分步進(jìn)行，得到了泄爆壓力分步計(jì)算模型。該模型計(jì)算簡單，不僅可以計(jì)算爆燃泄放過程中的壓力變化情況，還可以得到各時(shí)刻空間內(nèi)的氣體密度、體積等物理狀態(tài)參數(shù)。

（2）在尺寸為2 m×1.2 m×0.6 m 的長方體容器中充滿乙烯-空氣混合氣體進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)當(dāng)采用大面積泄爆板作為泄爆構(gòu)件時(shí)爆燃?jí)毫η€均為單峰值曲線，該條件下壓力模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

（3）當(dāng)采用小面積泄爆膜作為泄爆構(gòu)件時(shí)會(huì)因外流氣體流動(dòng)截面改變引起火焰湍流加速，使得腔體內(nèi)產(chǎn)生壓力梯度，近泄爆口處壓力值大于腔體內(nèi)部。通過湍流加速因子對(duì)火焰速度進(jìn)行修正，則修正后的壓力計(jì)算模型可以較好地描述近泄爆口處的壓力變化情況。