泄爆口強度對管內天然氣爆炸流場的影響仿真

文 虎 高慧慧 王秋紅 羅振敏 蔣軍成 張明廣

1. 西安科技大學安全科學與工程學院 2. 陜西省煤火災害防治重點實驗室·西安科技大學3. 南京工業大學安全科學與工程學院

0 引言

天然氣一般采用儲罐、管道等壓力容器儲存或運輸[1]，在使用過程中，由于自然災害或人為損傷，會造成儲罐、管道失效破裂而導致天然氣泄漏，進而引發火災和爆炸事故。這不僅會造成嚴重的人員傷亡和巨大的經濟損失，而且還有可能嚴重影響我國的國際形象[2-3]。針對燃氣管道泄漏、爆炸事故，國內外學者做了大量的研究，主要以實驗和數值模擬為技術手段。在實驗研究方面，張英浩[4]研究了不同長度管道內瓦斯爆炸壓力傳播過程，瓦斯氣體在管道傳播過程中出現沖擊波反射、疊加及二次反沖現象。高玉剛[5]以固定點火能量、改變氣體濃度，改變點火能量、固定氣體濃度2種方法，研究了管道中預混甲烷/空氣可燃氣體燃爆特性，最佳點火濃度為10%，在最佳濃度兩側，火焰傳播速度與爆炸壓力隨可燃氣體濃度的減小或增大均呈現下降勢態。程浩力等[6]以甲烷為對象，研究了可燃氣體爆炸壓力、火焰及其傳播變化規律，管道中前驅壓力波超前火焰陣面傳播，且出現沖擊波反射、反沖及疊加現象，壓力持續時間較火焰光信號持續時間長。霍巖等[7]采用理論與實驗相結合的方法研究了大直徑管道內液化石油氣/空氣預混氣體爆燃火焰傳播過程，得出大直徑管道內爆燃火焰傳播距離與時間呈指數型規律為主體的理論關系式，并通過實驗驗證了其合理性。Yu等[8]研究了管道通風面積對甲烷/空氣爆炸特性的影響，在同一側通風位置，火焰通過管道的傳播時間隨著通風面積的增大而增加，甲烷爆炸的峰值超壓顯著下降。田慧玲等[9]研究了管道不同轉彎角度對甲烷傳播特性的影響，在管道轉彎處，管內超壓峰值迅速增大，火焰傳播速度降低。在數值模擬研究方面，Jiang等[10]運用AutoReaGas軟件模擬了初始溫度對瓦斯爆炸傳播特性和安全距離的影響，峰值超壓開始上升的距離以及出現最大值的距離隨初始溫度升高而增加。Jiang等[11]同時也對半封閉管道內預混甲烷/空氣的多參數加速特性進行了研究，隨著與點火源距離的增加，沖擊波形成的峰值超壓、火焰傳播速度、最大燃燒速率、最大密度和最大氣體速度逐漸增加，但由聲波壓縮波形成的峰值超壓和最高溫度逐漸下降。Lü等[12]運用FLACS軟件進行了液化天然氣儲罐區最大爆炸超壓研究，比較FLACS計算的超壓和相關性。鄭丹等[13]采用實驗和FLUENT模擬對比的方法對小尺寸管道甲烷爆炸的壓力和速度特征進行了研究，其實驗與模擬數據相吻合，且爆炸過程中出現“郁金香”火焰。郭子東等[14]基于FLUENT模擬研究了甲烷爆炸初期火焰傳播規律尺寸效應，爆炸壓力和爆炸溫度受管道尺寸的影響較小，爆炸壓力、溫度火焰和傳播速度相互影響。

前人關于甲烷、天然氣管道泄漏、爆炸事故的研究主要集中于中長尺寸密閉管道或管線以及爆炸沖擊波對臨近人員和設備的破壞效應，而針對泄爆口強度對天然氣爆炸流場影響的研究則較少；各學者對于管道開口、密閉、泄放等工況下甲烷爆炸的研究，大多只研究了這幾種工況中的1種，對于用同一裝置進行3種工況研究的文章較有限，并且在不同裝置中研究結果也存在著差異。在實際工程應用中，如果管內天然氣一直處于泄漏燃燒狀態，當管道內壓強低于大氣壓時會發生火焰倒吸現象，空氣隨之進入與剩余天然氣混合，因而可能引發管內爆炸。基于此，筆者以天然氣為研究對象（甲烷為主體成分），運用 FLACS 軟件開展泄爆口強度對管道內天然氣爆炸流場影響的研究，以期為加強管道內天然氣火災、爆炸事故防控提供幫助。

1 仿真裝置介紹

1.1 幾何模型及網格劃分

筆者選擇小尺寸矩形管道為仿真研究對象，一方面是因為基于現有仿真與實驗對比結果，有利于后期進一步開展研究；另一方面，目前研究領域內大多采用圓形管道，對矩形管道的研究較為有限，在許多化學工藝中，矩形管道還是較常見的。

根據實驗裝置，仿真對象為：內邊界為80 mm×80 mm×600 mm的爆炸管道，管道前后左右4個壁面厚度均為10 mm，右壁面距離管道底部550 mm處設置1個直徑為40 mm的圓形泄爆口（面積為1.26×10-3m2）。仿真管道模型上，泄爆口處設置類型為POPOUT的泄爆膜，POPOUT型泄爆膜功能與實驗狀態非常接近，但仿真中只能設置為方形，故筆者以最接近實驗裝置中圓形泄爆口面積的方形泄爆膜（面積為1.76×10-3m2）代替。點火源位于管道中心豎直方向上距離管道底部50 mm處，2個監測點分別位于管道中心距底部250 mm（1號監測點）和400 mm（2號監測點）處。

整個計算區域采用均勻網格劃分，在泄爆口承壓泄爆和開口狀態下，為方便觀察泄爆口外火焰傳播過程，特設置其整個計算區域中X、Y和Z軸上的網格數分別為20、220和184；在泄爆口密閉狀態下，X、Y和Z軸方向上的網格數分別為20、20和124。在泄爆口承壓泄爆和開口時的網格數雖與泄爆口密閉時不同，但網格精度相同，這會節省計算時間，但不會影響仿真結果。幾何尺寸及網格劃分如圖1所示。

圖1 管道尺寸及網格劃分圖（精度0.005）

1.2 數學模型簡化及數學方程

FLACS軟件使用標準的k-ε模型。甲烷在管道內的爆炸是一個能量快速釋放的反應過程，滿足質量守恒、動量守恒及能量守恒等三大守恒方程，反應前后滿足化學組分平衡方程。對基本方程進行Reynolds分解和平均，在各向同性湍流條件下，引入各向同性湍流黏度系數的概念，則可以得到均相湍流燃燒時的時均方程組。仿真中的基本方程包括動量方程、連續性方程、能量方程、湍流動能方程、湍流動能耗散方程和化學組分平衡方程[15]，均可統一表示為：

式中ρ表示密度，kg/m3；t表示時間坐標，s；x表示空間坐標（i=1,2,3…），m； 表示通用變量，無量綱；u表示方向的速度分量，m/s； 表示通用變量的交換系數，無量綱； 表示能量源項，無量綱；μeff表示有效黏性，無量綱； 表示普朗特常數，無量綱。

1.3 邊界條件和初始條件

根據實驗條件及FLACS用戶手冊，仿真初始條件設置為常溫常壓，邊界條件選用Euler方程，實驗使用的甲烷濃度為10%，根據下列公式計算相應甲烷與氧氣的當量比（ER）為1.058。即

2 仿真有效性驗證

2.1 管內天然氣爆炸實驗結果

實驗管道泄爆口強度為0.3 MPa時，不同濃度下甲烷爆炸壓力在1號監測點處變化規律如圖2所示。

圖2 1號監測點各濃度甲烷爆炸壓力變化實驗曲線圖

圖2 表明，各濃度甲烷爆炸壓力變化趨勢相似，均經過上升到某一峰值后迅速下降的過程。隨著濃度的增大，壓力峰值呈現先增加后減小態勢，體系反應時間先減小后增大，壓力峰值在甲烷濃度為10%時達到最大值，且該濃度下耗時最短。基于此，擬采用FLACS軟件選取濃度為10%的甲烷進行泄爆口強度對管道內天然氣爆炸流場影響的研究。

圖3是甲烷濃度分別為8%、10%、12%時1號、2號2個監測點處爆炸壓力變化曲線。

圖3 監測點不同濃度甲烷爆炸壓力實驗曲線圖

圖3 表明，實驗中1號監測點處壓力峰值略高于2號監測點處的壓力峰值，但2個監測點處壓力變化曲線幾乎重合，這是由于研究對象為小尺寸管道，且管道內兩監測點距離較近，致使管內爆炸壓力瞬間趨于平衡。

2.2 仿真與實驗數據對比分析

在泄爆膜承壓0.3 MPa工況下，選取濃度為 9%、10%、11%的甲烷爆炸壓力隨時間變化的仿真與實驗進行對比，結果如表1所示。

表1 不同濃度甲烷最大爆炸壓力仿真值與實驗值對比表

由表1可以看出，仿真最大爆炸壓力與實驗最大爆炸壓力的相對誤差均小于10%，在可接受范圍內[16]。仿真值比實驗值偏高，這是因為仿真過程中將管壁視為絕熱壁面，在反應過程中無熱量散失，而真實條件下，高溫燃燒產物和管壁之間存在很大的溫差，能量以對流、傳導、輻射的方式損失掉，能量損失較大時，體系中支持壓力波向前傳播的能量會減少，且最大爆炸壓力值也減小，在其他研究中也出現了這種現象[17-21]。

基于泄爆口承壓0.3 MPa工況下壓力變化規律的仿真與實驗數據對比，可見FLACS軟件能有效地用于該裝置中泄爆口強度對管內天然氣爆炸流場的影響研究，故后文進一步仿真研究了泄爆口承壓泄爆、泄爆口密閉、泄爆口開口等3種不同的工況[22]，以預測管道泄爆口強度對甲烷爆炸流場的影響。

3 泄爆口強度對管內天然氣爆炸火焰傳播特性的影響

3.1 泄爆口強度對爆炸火焰傳播過程的影響

3.1.1 泄爆口承壓泄爆狀態下火焰傳播過程

泄爆口承壓泄爆狀態下10%濃度甲烷的爆炸火焰傳播過程如圖4所示，此圖（及后文）以溫度的變化過程說明火焰的傳播過程，其所展示的二維溫度云圖為監測點所在中心平面，具體切面位置為管道在X軸正方向40 mm處垂直于XY平面的切面。

圖4 泄爆口承壓狀態下10%濃度甲烷爆炸火焰傳播過程圖

圖4 總體表明，高壓電極點火后，管道內的甲烷/空氣預混氣體被點燃，迅速形成一個以點火源為中心的火球，此時火焰體積較小且自由膨脹，不受側壁影響[23]，火焰鋒面曲率半徑隨著燃燒反應的推進而逐漸增大。當火焰鋒面傳遞到管道壁面時，火焰以指尖形迅速向上傳播，這是由于火焰傳播過程中不僅受管道本身的約束，還受管道壁面的摩擦和浮力的影響[24]，使火焰頂部中間位置發展較快；隨著反應的推進，湍流作用加強，從而促使火焰傳播速度加快，體系溫度也逐漸升高，燃燒產物隨之膨脹，故而形成壓力梯度，火焰鋒面在壓力梯度的作用下迅速向未燃區域傳播，與此同時，受管道上部未燃氣體的擠壓，指尖形火焰鋒面逐漸消失；圖4-a表明：火焰鋒面在17 ms時變成平面，21 ms時向已燃區域凹陷，39 ms時火焰鋒面到達泄爆口處，40 ms時火焰沖破泄爆膜從泄爆口泄出；火焰鋒面在47 ms時到達管道頂部且噴射火焰出現渦旋，這是由于火焰對周圍氣體的吸卷所致，90 ms時火焰充滿整個管道，預混氣體消耗完后，整個火焰傳播過程結束。圖4-b、c中火焰的傳播形態與4-a相似。值得注意的是：在泄爆口承壓0.1 MPa時，泄爆膜在火焰鋒面到達泄爆口處時被沖破，泄爆口承壓0.3 MPa時，在火焰鋒面基本全部沒過泄爆口時泄爆膜被沖破，而當泄爆口承壓0.5 MPa時，泄爆膜在火焰鋒面達到管道頂部時被沖破。可見隨著泄爆口強度的增加，泄爆膜被沖破時對應火焰鋒面的位置越接近管道頂部。

泄爆口承壓0.1 MPa、0.3 MPa、0.5 MPa時，火焰到達泄爆口的時間分別為39 ms、40 ms和42 ms，沖破泄爆膜的時間分別為40 ms、49 ms和56 ms，隨著泄爆口承壓能力的上升，火焰到達泄爆口的時間和沖破泄爆膜的時間均增大，當泄爆口承壓較小時，火焰沖破泄爆膜后，繼續向管道頂部傳播；當泄爆口承壓較大時，火焰先傳播到管道頂部，再沖破泄爆膜。

3.1.2 泄爆口密閉狀態下火焰傳播過程

泄爆口密閉狀態下10%濃度甲烷爆炸火焰傳播過程如圖5所示。

對比圖4和圖5可知：泄爆口密閉狀態下管內火焰傳播過程與泄爆口承壓泄爆狀態時相近，點火后火焰在管道內不斷向上傳播，17 ms時變成平面，19 ms時出現向內凹陷現象，隨后火焰又逐漸以指尖形向上傳播，58 ms時火焰鋒面到達管道頂部，70 ms時火焰充滿整個管道，直至反應結束。

3.1.3 泄爆口開口狀態下火焰傳播過程

泄爆口開口狀態下10%濃度甲烷爆炸火焰傳播過程如圖6所示。

圖6表明，泄爆口開口工況下，火焰鋒面以指尖形向上傳播，直至16 ms時傳播到開口處并向外泄放，噴射火焰長度在19 ms時趨于穩定，并發生明顯的火焰渦旋現象；管道內火焰鋒面在21 ms時達管道頂部，30 ms時充滿整個管道。泄爆口開口狀態時，火焰傳播過程中不存在向內凹陷現象，這是因為未燃區域的預混氣體在火焰鋒面的擠壓下會從開口處向外擴散，不會約束火焰鋒面的傳播過程。

3.2 管內爆炸壓力和溫度分析

3.2.1 管內爆炸壓力分析

各工況下管道內甲烷爆炸壓力隨時間變化曲線如圖7所示。

仿真結果表明，各工況下1號、2號2個監測點的壓力變化曲線基本重合，即兩個監測點處壓力變化規律基本相同，這與上述第一節中的實驗結果保持一致，爆炸壓力仿真值與實驗值的不同之處在于：兩個監測點處爆炸壓力變化重合度更高，這是由于仿真狀態為理想條件，管內爆炸壓力在瞬間達到平衡時不存在能量損失。故此處只分析1號監測點處的壓力變化過程。

圖5 泄爆口密閉狀態下10%甲烷爆炸火焰傳播過程圖

圖6 泄爆口開口狀態下10%濃度甲烷爆炸的火焰傳播過程

圖7 各工況下管內爆炸壓力隨時間變化曲線圖

圖7 表明，各工況下預混氣體點燃初期，由于反應釋放能量較少，管內壓力變化緩慢，體系基本處于定壓燃燒狀態；隨著反應的推進，管內壓力迅速上升，這是由于燃燒過程中釋放的能量增多，溫度升高，導致管內氣體膨脹，壓力迅速上升，且使未燃氣體受到擠壓和擾動，湍流作用加強，促使火焰傳播速度加快，反應進一步加快[25]。泄爆口承壓泄爆條件下，各工況的壓力變化趨勢相似，且均存在憋壓現象，在9～20 ms內，壓力上升較快，隨后壓力上升速率稍有下降，但管內壓力仍處于上升趨勢，兩監測點處壓力達到峰值后迅速下降。泄爆口承壓0.1 MPa、0.3 MPa和0.5 MPa時，壓力峰值分別為0.608 MPa、0.694 MPa和0.763 MPa，達到峰值的時間分別為47 ms、53 ms和56 ms。可見隨著泄爆口強度的增加，管內壓力峰值和達到壓力峰值的時間均逐漸增加，且憋壓現象越顯著。泄爆口密閉工況下，在整個反應過程中，體系的壓力一直處于上升趨勢，直至62 ms時達到峰值（0.792 MPa），壓力達到峰值后基本保持不變，這是因為整個管道處于密閉狀態，壓力上升后不能及時泄壓，直至爆炸結束，但在實際工程中由于能量損耗，壓力達到峰值后會有所下降。開口條件下，預混氣體點燃初期，反應速度較慢，體系壓力基本保持不變，隨著反應推進，管內壓力迅速上升，16 ms時達到峰值（0.149 MPa），隨后壓力又迅速下降，其下降速率與上升速率基本相同，故其壓力曲線基本呈對稱“峰”形[26]，對稱軸約為整個反應的中間時刻。需要注意的是：泄爆口開口時，2號監測點處在爆炸壓力峰值附近出現較大波動，且波動幅度均較1號監測點處低，這是由于2號監測點的位置在管道開口附近，爆炸過程中受到管外氣體的影響，當爆炸沖擊波傳播到2號監測點時，其壓力上升且出現第一次明顯波動，當火焰鋒面傳播到2號監測點時爆炸壓力達到峰值，此時從管道開口處擴散到管外的氣體也會被引燃，管外氣體燃燒產物及其溫度都會對2號監測點處的壓力有所影響，故會在爆炸壓力下降中再次出現顯著波動現象。

圖8 各工況下1號監測點爆炸壓力隨時間變化曲線圖

為對比各工況下管內壓力的變化規律，選取1號監測點處壓力變化曲線（圖8）進行說明。由圖8可知，各工況下管道內壓力峰值相差較大，但壓力變化趨勢較接近；泄爆口承壓泄爆條件下，壓力上升至峰值后逐漸下降，壓力達到峰值過程中存在憋壓現象，憋壓程度由大到小為：0.5 MPa＞0.3 MPa＞0.1 MPa；泄爆口密閉條件下，壓力上升至峰值后基本保持不變；在泄爆口開口條件下，壓力上升至峰值后迅速下降。各峰值由大到小依次為：p泄爆口密閉(0.792 MPa)＞ p泄爆口承壓0.5MPa(0.763 MPa)＞ p泄爆口承壓0.3MPa(0.694 MPa)＞ p泄爆口承壓0.1MPa(0.608 MPa)＞ p泄爆口開口(0.149 MPa)，對應爆炸壓力達到峰值的時間依次為62 ms、56 ms、53 ms、47 ms和16 ms，可見隨著壓力峰值的下降，達到峰值所需時間隨之減小。

對比圖4與圖7可知，管內壓力約在泄爆膜破裂時達到峰值。泄爆口承壓工況下，兩監測點處的壓力達到泄爆膜承受壓力時火焰并未到達泄爆口處，故管內壓力繼續上升，直至火焰傳播至泄爆口且沖破泄爆膜，管內壓力隨后達到峰值，這一結果與實驗一致。

3.2.2 管內爆炸溫度分析

各工況下管道內甲烷爆炸溫度隨時間變化曲線如圖9所示。

圖9表明，各工況下管內溫度隨時間變化趨勢基本相同，均經過緩慢上升后急劇增加然后下降的過程（泄爆口密閉時除外）。泄爆口承壓泄爆工況下，泄爆口承壓0.1 MPa時，1號監測點處溫度在12 ms后開始劇增，19 ms時達到第一個峰值（2 542.2 K），2號監測點處溫度變化規律與1號監測點處相似，在前38 ms，溫度稍有上升，后劇增直至46 ms時達到峰值2 381.2 K，與此同時1號監測點處溫度達到第二個峰值2 525.5 K；在整個體系中，1號監測點溫度變化較2號監測點超前，這是由于1號監測點距離點火源較近，最先感應到火焰溫度，故溫度的變化相對較前；1號監測點的溫度峰值高于2號監測點，這是由于當火焰傳播到2號監測點處并使其溫度達到峰值時，1號監測點處存在能量積聚，故其溫度峰較2號監測點處高，并且由于2號監測點在管道開口附近，受到氣流的影響較大，故其溫度峰值相對較低；泄爆口承壓0.3 MPa和0.5 MPa時，1號監測點處溫度變化趨勢與承壓0.1 MPa時相同，均在19 ms時到達第一個峰值2542.2 K；2號監測點處溫度達到峰值的時間分別為53 ms和55 ms，峰值分別為2 394.4 K和2 412.1 K，與此同時，1號監測點處均達第二個峰值，其值分別為2 547.3 K、2 560.5 K，且泄爆口承壓0.3 MPa和0.5 MPa時，1號監測點處第二個溫度峰值均較第一個溫度峰值大，這是由于當泄爆口承壓較高時，沖破泄爆膜耗時較長，故1號監測點處會積聚更多能量；泄爆口承壓0.3 MPa和0.5 MPa時，2號監測點處溫度在體系反應末期出現急劇下降后又回升現象，其原因在于：①爆炸溫度出現下降是因為此時反應體系處于絕熱膨脹狀態，體系溫度處于下降勢態，且溫度出現快速下降時火焰體積通過泄爆口向外膨脹已經發展到穩定狀態了，且這種現象是在極短的時間內完成的，故而溫度出現快速下降；②爆炸溫度回升主要是由于反應體系所在的管道壁面以及爆炸反應的產物均含有大量能量，這種能量此時正處于輻射狀態，進而對管道體系又有一種輻射加熱的作用，這一作用較穩定且持續時間較長，所以體系溫度又有所回升。泄爆口密閉工況下，1號監測點處溫度19 ms時達到第一個峰值（2 542.3 K）；2號監測點處溫度在58 ms時達到峰值（2 412.1 K），與此同時1號監測點處溫度達到第二個峰值（2 561.0 K）；兩監測點處溫度達到峰值后基本保持不變，但在實際工程中由于管壁與外界存在能量交換，其溫度在達到峰值后會有所下降，這與泄爆口密閉時壓力變化規律相似。泄爆口開口時，1、2號監測點處溫度峰值分別為2 484.9 K和2 272.9 K，到達峰值的時間分別為16 ms和18 ms。

圖9 各工況下管內爆炸溫度隨時間變化曲線圖

3.3 泄爆口強度對管道內爆炸火焰傳播速度和傳播距離的影響

圖10 為各工況下火焰傳播速度和火焰傳播距離隨時間變化趨勢圖，數據詳見表2。

圖10表明，各工況下火焰傳播速度變化規律相似。1） 在爆炸初期，火焰傳播速度上升，達到峰值后迅速下降。

2） 火焰在傳播過程中均出現2個速度峰值且存在上下震蕩現象。

3） 結合表2可知，各工況下最大火焰傳播速度和對應的火焰傳播距離與時間大小具有差異，最大火焰傳播速度由大至小為對應達到最大火焰傳播速度的時間依次為：11、13、13、11和11 ms，相應的火焰傳播距離依次為：0.26、0.29、0.31、0.21和0.20 m。泄爆口承壓泄爆工況下，隨著泄爆口強度的增加，火焰傳播速度達到峰值時對應的火焰傳播距離先增加后減小，但各工況下火焰傳播速度基本是在管道中部達到峰值。泄爆口承壓0.1 MPa時，由于泄爆口承壓較小，故其最大火焰傳播速度最小；泄爆口承壓0.3 MPa時，最大火焰傳播速度較0.5 MPa時大，這是由于泄爆口承壓0.5 MPa時管內未燃氣體對火焰鋒面的擠壓較強，對火焰向上傳播有約束性，故最大火焰傳播速度相對較小。泄爆口密閉狀態下，管道內預混氣體混合較均勻，反應較穩定，最大火焰傳播速度較大。泄爆口開口狀態下，管內氣體流動較快，湍流速度快，使其火焰傳播速度上升較快，最大火焰傳播速度最大。

泄爆口強度對火焰傳播速度影響顯著，與泄爆強度為0.1 MPa和0.5 MPa相比，泄爆口承壓0.3 MPa時對最大火焰傳播速度的影響更加明顯。具體來講，對于泄爆口承壓分別為0.1、0.3和0.5 MPa時，相應的最大火焰傳播速度分別為36.59 m/s、52.50 m/s和45.00 m/s，與中間承壓能力相比，較小和較大承壓能力下最大火焰傳播速度分別降低了30.3%和14.28%。

圖10 各工況下火焰傳播速度和火焰傳播距離隨時間變化趨勢圖

表2 各工況下最大火焰傳播速度和對應的火焰傳播距離數據表

在受限空間的約束作用下，氣體爆炸會產生較高的壓力和壓力增長速率，以至于很多裝置或設備因強度失效而造成人員傷亡和財產損失，甚至導致災難性的后果[27]。在實際工程中，可通過加強設備強度減少事故發生率。

4 結論

1） 在泄爆口密閉條件下，管道內甲烷/空氣預混氣體燃燒爆炸反應過程中，壓力和溫度上升至峰值后無明顯下降趨勢，在實際工程中由于管壁與外界存在熱傳遞，溫度和壓力均會有所下降。

2） 在泄爆口開口情況下，管道內壓力迅速上升至峰值后急劇下降，溫度在上升至峰值后緩慢下降。

3） 泄爆口承壓泄爆工況下，管道內壓力和溫度變化趨勢相似，均經過先上升至峰值后下降的過程，隨著泄爆口承壓能力的增加，管內壓力和溫度峰值及達到峰值的時間均增加。

4） 各工況下管道內火焰傳播過程相似，在泄爆口承壓泄爆工況下，管內溫度峰值和達到峰值的時間基本相同。兩個監測點的壓力和溫度變化趨勢基本相同，但接近點火源的監測點溫度變化相對于遠離點火點位置的溫度變化都較前。