陳長坤，張宇倫，趙小龍,2,3

(1. 中南大學土木工程學院，湖南 長沙，410075；2. 清華大學合肥公共安全研究院災害環(huán)境人員安全安徽省重點實驗室，安徽 合肥，230601；3. 合肥澤眾城市智能科技有限公司，安徽 合肥，230601)

可燃液體在生產(chǎn)、運輸、存儲過程中的潛在熱危害是安全領域重要研究內(nèi)容之一。2020 年6月，浙江省溫嶺市沈海高速公路發(fā)生了重大的爆燃事故，造成20人死亡，189人受傷，周邊村莊建筑幾乎全部被毀[1]。這進一步引發(fā)了公眾對可燃液體運輸過程中熱安全問題的關注。事實上，相比于發(fā)生在開放空間的爆燃事故而言，發(fā)生在狹長管道類空間內(nèi)的火災或爆燃事故也較為常見且危害性更大[2-3]。例如，2014 年山西省晉濟高速巖后隧道發(fā)生重大爆燃事故；2017 年，河北省浮圖峪隧道發(fā)生爆燃事故，這些爆燃事故均造成了巨大經(jīng)濟損失和人員傷亡[4]。可燃液體爆燃事故的頻繁發(fā)生和慘重后果，促使學者們進一步研究可燃液體爆燃相關問題及防災減災策略。

真實的管道類結構火災爆燃事故場景中通常存在障礙物(如隧道內(nèi)的受困車輛、內(nèi)置設備等)[5]，障礙物的存在極大地增大了爆燃反應強度并使事故波及范圍擴大，這是此類災害事故造成重大人員傷亡和財產(chǎn)損失的主要原因之一[6-8]。HALL等[9]探究了障礙物數(shù)量對氣體爆燃壓強的影響機制，發(fā)現(xiàn)爆炸壓強會隨障礙物數(shù)量增加而增大，而當障礙物數(shù)量超過臨界值時，最大爆燃壓強將會隨障礙物數(shù)量增加而減小。NA'INNA 等[10]在密閉管道結構中進行了甲烷和空氣的均勻預混氣體爆燃實驗，揭示了不同障礙物阻塞比和分布間距下的爆燃火焰波和壓力波傳播特性的演化規(guī)律。JOHANSEN 等[11]在小尺寸狹長管道結構中研究了早期爆燃火焰加速過程，發(fā)現(xiàn)障礙物的存在對火焰波的傳播具有明顯加速作用。MASRI 等[12]研究了障礙物形狀對火焰波傳播特性的影響，發(fā)現(xiàn)相比于圓形和三角形結構，正方形障礙物對爆燃火焰的加速作用更明顯。CROSS 等[13]在配置有障礙物的管道結構中開展了一系列爆燃測試，分析了可燃氣體爆燃到爆轟轉(zhuǎn)化過程以及爆轟傳播的極限范圍。WANG 等[14]研究了矩形、梯形和球形障礙物形狀對封閉管道結構中預混甲烷氣體爆燃的影響，揭示了火焰前沿與不同形狀障礙物邊緣之間的剪切效應。LI 等[15]通過實驗和大渦模擬手段分析了管道內(nèi)圓形截面空心障礙物對爆燃火焰波和壓力波傳播的影響規(guī)律，揭示了障礙物和爆燃火焰及壓力波之間復雜的耦合關系。王成等[16]在狹長水平管道結構中進行了小尺寸瓦斯氣體爆燃實驗，其結果表明在一定瓦斯?jié)舛葪l件下，半圓形障礙物作用下爆燃火焰波傳播速度最快，火焰加速誘導激波對未燃氣體的影響具有關鍵作用。郭丹彤等[17]針對障礙物幾何維度對均勻預混氣體爆燃壓強的影響展開了數(shù)值模擬研究，模擬結果表明立體維度障礙物對爆燃壓強的影響顯著大于平面維度障礙物對爆燃壓強的影響。程方明等[18]對半封閉管道結構中爆燃火焰波傳播過程開展了實驗和數(shù)值模擬研究，得到了狹長管道結構中多孔障礙物對爆燃火焰前沿和局部流場的影響規(guī)律。

上述研究主要集中于封閉/半封閉狹長管道結構空間內(nèi)均勻預混可燃氣體的爆燃特性，然而現(xiàn)實中的可燃液體運輸過程中發(fā)生的爆燃事故，其初始爆燃氣體分布是非均勻、非預混的，爆燃反應特性主要由泄漏的可燃液體流淌擴展和蒸發(fā)程度所決定。然而，在這種非均勻可燃蒸氣濃度分布條件下障礙物對狹長管道類結構(如隧道、通道等)爆燃特性影響機制的研究相對較少。CHEN等[19]在相同阻塞比條件下(障礙物橫截面積固定)，針對障礙物寬高比對管道結構爆燃特征參數(shù)的影響規(guī)律進行了初步探究。在此基礎上，本文作者研究在相同寬高比情況下(障礙物橫截面寬度和高度之比固定)，障礙物阻塞比對可燃液體蒸氣非均勻分布條件下的管道爆燃作用機理。針對狹長管道類結構中可燃液體泄漏蒸發(fā)誘導的非均勻濃度分布蒸氣爆燃展開一系列實驗測試，獲得火焰前沿結構及傳播速度、爆燃壓強和局部位置CO體積分數(shù)等參數(shù)，以期為此類型爆燃基礎研究及事故應急處置提供參考。

1 實驗模型

1.1 管道模型和測量系統(tǒng)

管道模型長3.0 m，其橫截面為長×寬為0.30 m×0.25 m的矩形，實驗模型如圖1所示。模型頂棚、底板和后側壁均由厚度為10 mm的鋼板制成。為了便于觀察爆燃火焰?zhèn)鞑ヌ匦?，前側壁采用厚度? mm的耐高溫石英玻璃制成。每次實驗時，將0.4 kg乙醇液體(純度為99.9%，燃燒熱值為26 780 kJ/kg)注入管道模型中的燃料盤(高為0.05 m、內(nèi)徑為0.1 m)。燃料盤放置在加熱板上進行恒溫加熱，加熱溫度為351.45 K。模型兩端出口使用0.03 mm厚的聚乙烯薄膜密封，限制蒸發(fā)的乙醇氣體溢出，形成管道結構內(nèi)初始爆燃濃度分布。在燃料盤恒溫加熱150 s 后，用5 個濃度傳感器對管道模型中乙醇蒸氣濃度進行測量，測點編號分別為V1～V5，分別位于點火源處以及通道中心線右側0.2，0.4，0.6 和0.8 m 處。在當前實驗中，燃料盤加熱150 s后，隧道內(nèi)濃度分布已基本穩(wěn)定且已達乙醇蒸氣爆炸下限。管道模型內(nèi)爆燃壓強變化通過數(shù)字壓力傳感器(Scienic CY301，量程為0～1 MPa，時間常數(shù)為0.2 ms)測量，測點分別設置在點火源處(P1)以及距點火源0.2 m(P2)和0.4 m(P3)處。高速攝像機(Photron UX50)設置在管道模型正前方10 m 處，用以記錄爆燃火焰?zhèn)鞑ミ^程和火焰前沿結構變化特征，幀速率設置為500 幀/s。每次實驗結束后，立即使用CO 濃度分析儀(Testo320)測量管道出口位置CO體積分數(shù)。

圖1 實驗模型示意圖Fig.1 Diagram of experimental model

1.2 實驗工況

本文將阻塞比定義為障礙物的橫截面積與管道結構的橫截面積的比值。使用混凝土試塊模擬管道結構內(nèi)障礙物，實驗工況如表1所示。障礙物在管道縱向上的長度固定為0.15 m，寬高比固定為1，障礙物中心位置與點火源之間距離為0.6 m。實驗過程中，高能點火器點火能量設置為10 J，提前10 s開啟高速攝像機和數(shù)字壓力傳感器。環(huán)境濕度為70%，環(huán)境溫度為303 K，環(huán)境壓力為1.01×105Pa。為確保數(shù)據(jù)準確性，每組工況重復2次。

表1 實驗工況Table 1 Experimental scenarios

1.3 管道模型內(nèi)非均勻蒸氣濃度分布

在管道結構可燃液體蒸氣爆燃事故中，由于液體燃料蒸發(fā)擴散，其爆燃初始介質(zhì)濃度分布是不均勻的。通過對乙醇液體恒溫(351.45 K)加熱150 s，產(chǎn)生管道內(nèi)初始濃度分布。盡管在真實的可燃液體泄漏場景中，局部的環(huán)境溫度可能無法達到泄漏液體的沸點溫度，但是現(xiàn)實中同樣存在局部位置發(fā)生燃燒或車輛機械故障異常發(fā)熱造成液體達到或接近沸點溫度的情況，從而形成管道空間內(nèi)的蒸氣分布。因此，本文采取沸點溫度恒溫加熱的方式產(chǎn)生初始爆燃介質(zhì)濃度分布，以便更準確地模擬真實隧道爆燃事故蒸氣濃度分布。為驗證此過程，在加熱150 s后(乙醇蒸汽濃度分布已相對穩(wěn)定)，對管道模型空間內(nèi)乙醇蒸氣體積分數(shù)進行測量，測點V1～V5位置見圖1。對工況1～6中的乙醇蒸氣初始濃度分別測量2～3次，其平均體積分數(shù)如表2所示。由表2可以看出：管道結構中乙醇液體蒸發(fā)產(chǎn)生的初始蒸氣濃度分布是不均勻的，點火源處乙醇蒸氣平均體積分數(shù)最高且達到乙醇蒸氣爆炸下限，隨著測點距離點火源越遠，乙醇蒸氣平均體積分數(shù)逐漸降低，符合基本預期。

1.4 實驗誤差分析

在實驗過程中，爆燃火焰前沿位置、火焰?zhèn)鞑ニ俣?、壓力等測量數(shù)據(jù)不可避免地存在一定程度的誤差，這主要來自測量設備精度、重復實驗隨機誤差以及數(shù)據(jù)后期處理誤差等。例如，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊墨@取是通過將拍攝的火焰視頻輸出成圖片序列，用Matlab 程序?qū)⒉噬珗D片序列轉(zhuǎn)化成二值圖，提取火焰位置信息，獲得火焰前沿位置與傳播時間的關系，最后對其進行求導處理，得到火焰?zhèn)鞑ニ俣取Ｐ枰⒁獾氖?，由于火焰存在自發(fā)光，因此火焰速度數(shù)據(jù)后期處理中也必然存在誤差。

為此，對實驗數(shù)據(jù)進行誤差分析。單次實驗中某參數(shù)真實值Xi和標準差σ可通過式(1)計算：

表3 典型工況實驗數(shù)據(jù)和誤差分析Table 3 Experimental data and error analysis of typical cases

2 結果與分析

2.1 爆燃火焰前沿結構演化特征

圖2所示為工況5中不同時刻的乙醇蒸氣爆燃火焰?zhèn)鞑D片。當管道結構中心處乙醇蒸氣被點燃時，火焰首先以球形結構對稱地向四周傳播。從圖2 可知：在20～30 ms 時，由于在徑向上被管道側壁限制，球形火焰主要以手指形狀向管道兩端出口傳播，其傳播速度也逐漸增大。在92 ms時，火焰前沿傳播到障礙物前方，火焰前沿逐漸拉伸變形，并出現(xiàn)了明顯褶皺結構，產(chǎn)生了大量湍流火焰。在此階段，乙醇蒸氣與空氣混合更充分，爆燃化學反應加速，火焰?zhèn)鞑ニ俣蕊@著提高。同時，劇烈燃燒的火焰使火焰前沿后方出現(xiàn)了一定的負壓區(qū)域，出現(xiàn)了火焰逆流現(xiàn)象。在106 ms時，爆燃火焰從管道口沖出，火焰?zhèn)鞑ピ俅渭铀?。此后，火焰不再受管道側壁限制，開始向內(nèi)卷曲。隨著乙醇蒸氣被反應消耗，化學反應速率減小直至停止，火焰逐漸消失。

圖2 不同時刻的乙醇蒸氣爆燃火焰?zhèn)鞑D片(工況5)Fig.2 Pictures of deflagration flame propagation of ethanol vapor at different times(case 5)

從圖2可以發(fā)現(xiàn)，障礙物對管道結構中火焰?zhèn)鞑ゾ哂酗@著影響，有障礙物一側的爆燃反應強度明顯增大，火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@提升。圖3所示為工況6中障礙物對火焰前沿的剪切作用。從圖3可以看出：在傳播過程中，劇烈的湍流燃燒區(qū)域出現(xiàn)在設置有障礙物的一側，因此該側火焰速度也更快。這可能是由于火焰穿過障礙物和管道側壁組成的狹窄空間時，障礙物尖端邊緣使火焰前沿產(chǎn)生較為明顯的剪切層，這種剪切流動在局部分割出大量渦旋，在一定程度上有利于分布不均勻的可燃蒸氣與空氣混合[20]。同時，燃燒產(chǎn)物快速熱膨脹導致的流場擾動、障礙物誘導的湍流也會促使火焰表面產(chǎn)生褶皺，增大了火焰面積，進而增強了局部的質(zhì)量和能量的輸運，并促使局部爆燃反應速率加快，從而使整體爆燃反應強度和火焰?zhèn)鞑ニ俣蕊@著提高。此外，火焰本身的不穩(wěn)定性也是火焰加速傳播的潛在原因之一[21]。對于當前乙醇蒸氣非均勻濃度分布且存在障礙物的爆燃場景，火焰?zhèn)鞑サ牟环€(wěn)定性主要是由熱擴散不穩(wěn)定性和受限空間及障礙物共同誘導的不穩(wěn)定性，且障礙物誘導的不穩(wěn)定性的影響效應更強。綜上可以推斷，在當前乙醇蒸氣非均勻濃度分布下的爆燃場景中，障礙物尖端邊緣對火焰前沿的剪切效應和局部流場流體渦旋運動是產(chǎn)生湍流火焰以及兩側傳播速度差異明顯的主要原因。剪切流和渦旋數(shù)量可能會受到障礙物阻塞比的影響，進而影響湍流火焰面積和爆燃反應強度，最終體現(xiàn)為火焰?zhèn)鞑ニ俣群蛪簭娞匦愿淖儭?/p>

圖3 障礙物對火焰前沿剪切作用(工況6)Fig.3 Shear action of obstacle on flame front(case 6)

2.2 火焰?zhèn)鞑ニ俣?/h3>

圖4所示為不同障礙物阻塞比作用下的火焰前沿位置和傳播速度。從圖4可以看出：在障礙物的作用下，管道右側火焰的傳播速度比管道左側的大。在初始球形火焰階段，阻塞比對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懖幻黠@。而隨著爆燃反應繼續(xù)發(fā)展，火焰?zhèn)鞑ブ劣烧系K物和管道側壁組成的受限空間，在局部湍流擾動、障礙物尖端邊緣剪切以及火焰自身不穩(wěn)定性的共同作用下，火焰前沿結構出現(xiàn)褶皺變形，火焰面積和傳播速度明顯增大。隨著障礙物阻塞比增大，火焰前沿被障礙物尖端邊緣擠壓剪切的越明顯，局部湍流擾動也更強，火焰?zhèn)鞑ニ俣却蠓黾?。此外，在乙醇液體蒸發(fā)擴散形成初始濃度分布及反應過程中，由于卡門渦街效應和局部流體熱膨脹，障礙物后方積聚一定數(shù)量的可燃蒸氣渦旋，這也是可燃液體蒸發(fā)并自由擴散誘導形成的非均勻初始濃度分布的特性之一。當火焰通過障礙物和管道側壁邊界組成受限空間時，在截面空間突然增大導致的驟然膨脹和障礙物誘導的局部流體湍流效應以及積聚的可燃蒸氣渦旋的共同作用下，爆燃火焰?zhèn)鞑ニ俣仍俅蔚玫斤@著提升。最大火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸霈F(xiàn)在此加速階段，在當前實驗條件下，其最大值可達97.53 m/s。

圖4 不同障礙物阻塞比下火焰前沿位置和傳播速度Fig.4 Flame front location and propagation speed with different obstacle blockage ratios

圖5所示為在不同障礙物阻塞比作用下管道無障礙物側和有障礙物側火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯档谋容^。從圖5可以看出：除阻塞比為0.55的工況外，有障礙物一側的火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯稻葻o障礙物一側的大。這是因為，一方面爆燃火焰?zhèn)鞑ケ旧砭哂胁环€(wěn)定性，另一方面，障礙物的存在顯著增大了管道右側火焰?zhèn)鞑ニ俣?，隨著障礙物阻塞比增大，障礙物截面高度寬度增大(截面寬高比是固定的)，結合不均勻的蒸氣濃度分布情況，火焰前沿受到的剪切效應將更為明顯，同時障礙物誘導的局部湍流擾動也更強，爆燃反應強度隨之增大。然而，障礙物阻塞比影響下的爆燃火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯底兓厔莶⒉皇菃握{(diào)的[22]。障礙物的存在對火焰和壓力波傳播具有阻礙作用。當阻塞比過大時，其所產(chǎn)生的熱損失和動量損失將會抵消甚至超過對其火焰?zhèn)鞑サ拇龠M作用，這導致火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u減緩。由圖5還可以發(fā)現(xiàn)：管道兩側火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯惦S阻塞比的變化趨勢幾乎是相反的。在實驗中，由于右側火焰?zhèn)鞑ニ俣认鄬^快，爆燃火焰幾乎總是先從管道內(nèi)存在障礙物的右側率先沖出出口。當爆燃火焰以較大速度和動量從右側出口沖出后，其后方會形成一定的負壓區(qū)域，該負壓區(qū)域可能會對左側火焰?zhèn)鞑ギa(chǎn)生一定的阻力。爆燃火焰從右側出口沖出的速度越快，負壓區(qū)域?qū)ψ髠然鹧鎮(zhèn)鞑サ淖枇σ簿驮酱蟆?/p>

圖5 管道內(nèi)爆燃火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯礔ig.5 Deflagration flame propagation speed peak in the channel

2.3 壓強傳播特性和隧道出口CO體積分數(shù)

圖6所示為點火源位置爆燃壓強變化情況和不同障礙物阻塞比工況最大爆燃壓強以及爆炸威力指數(shù)。從圖6(a)可以看出：爆燃壓強曲線的變化趨勢大體可分為前驅(qū)波階段、上升階段、衰減階段和余震階段。當管道中乙醇蒸氣被點燃時，在中心位置首先形成球形壓力波。爆燃反應釋放高溫使未燃蒸氣和燃燒產(chǎn)物迅速膨脹，爆燃壓強迅速升高。隨后，壓力波在管道側壁限制下沿管道縱向向兩端出口傳播，使分布在管道內(nèi)的未燃蒸氣被預先壓縮，局部位置乙醇蒸氣濃度增加，此過程中爆燃反應強度顯著提升且壓強迅速達到峰值。而隨著爆燃反應的繼續(xù)發(fā)展，壓力波受管道側壁的不斷摩擦和反射以及爆燃本身不穩(wěn)定特性的綜合影響，導致爆燃壓力波強度迅速衰減。

圖6 不同工況中爆燃壓強和壓強最大值與爆炸威力指數(shù)Fig.6 Deflagration pressure,maximum deflagration pressure and explosive power index in different cases

從圖6(b)可以發(fā)現(xiàn)，最大壓強隨障礙物阻塞比呈現(xiàn)出非單調(diào)的變化趨勢。當阻塞比為0.25～0.35時，爆燃壓強相對較小。而當堵塞比增加到0.40時，爆燃壓強陡然增大，達到當前實驗條件下最大值。當障礙物阻塞比達到0.55 時，爆燃壓強峰值減小。這是因為，一方面障礙物存在可以增強爆燃反應過程中局部流場的湍流擾動，同時障礙物尖端邊緣對于火焰前沿具有較為明顯的剪切作用，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中分離出相當數(shù)量的火焰渦旋，結合爆燃火焰自身不穩(wěn)定性(當前場景以熱-擴散不穩(wěn)定性為主)，增加了爆燃火焰面積，從而增強了局部的質(zhì)量和能量輸運，提升了爆燃反應速度和強度，產(chǎn)生更大的壓力[20-21]。另一方面，障礙物本身就具有一定的阻礙作用。當阻塞比過大時，障礙物所引起的火焰?zhèn)鞑ミ^程中的熱損失和動量損失，將會抵消甚至超過障礙物對爆燃反應的促進作用，從而出現(xiàn)最大壓強隨著障礙物阻塞比進一步增大而減小的現(xiàn)象[22]。

爆炸威力指數(shù)KG可以在一定程度上反映受限容器內(nèi)物體(如隧道中滯留的車輛、受困人員等)受到的爆炸損傷程度[23]，其表達式如下：

壓力；Δt為達到最大壓強的時間。根據(jù)當前實驗中的測量數(shù)據(jù)計算不同阻塞比情況下的爆炸威力指數(shù)，結果見圖6(b)。由圖6(b)可以看出：爆炸威力指數(shù)KG表現(xiàn)出與最大壓強相似的變化趨勢，均是隨著障礙物阻塞比的增大而先增大后減小。在當前的實驗尺度和非均勻濃度分布條件下，臨界阻塞比為0.40；同時，通過對比分析火焰?zhèn)鞑ズ捅級簭妭鞑ミ^程，發(fā)現(xiàn)狹長管道結構中爆燃火焰與壓力的傳播存在明顯的耦合效應。圖7所示為典型工況(工況3，阻塞比r=0.40)爆燃壓強與火焰的耦合傳播示意圖。從圖7可以看出：當火焰?zhèn)鞑ニ俣茸羁鞎r，爆燃壓強幾乎同時達到最大值。實際上，爆燃發(fā)生后，管道中心可燃液體蒸氣開始劇烈燃燒，使壓強迅速上升。增加的壓強以壓縮波的形式向前傳播，未燃的可燃蒸氣被預先壓縮和預熱，繼而加速爆燃火焰?zhèn)鞑?。同時，被加速的傳播火焰會進一步激勵壓力傳播，導致壓強進一步攀升。而障礙物的存在會影響局部位置的流場結構，使得這種爆燃火焰與壓強傳播的耦合效應進一步放大。需要注意的是，這種火焰與壓強之間的耦合傳播機制可以顯著擴大火災爆燃事故波及范圍，并可能誘發(fā)巨大人員傷亡和財產(chǎn)損失，需要在此類事故的應急救援和風險評估中特別關注。

圖7 火焰與壓強耦合傳播Fig.7 Coupling propagation of flame and pressure

CO是火災和爆燃事故中主要致死性反應產(chǎn)物之一。圖8所示為不同障礙物阻塞比條件下管道出口位置的CO體積分數(shù)。從圖8可知：CO體積分數(shù)隨障礙物阻塞比增大而單調(diào)增大，而且增長速率接近于線性(擬合曲線為y=934.6x+218，相關系數(shù)R2達到0.9以上)，這可能與障礙物的存在以及由非均勻濃度分布導致的局部位置熱化學反應不完全的共同影響有關。在本研究中，當阻塞比達到0.55時，CO 體積分數(shù)達到730×10-6，足以對管道結構內(nèi)的消防人員和被困人員造成傷害。因此，對于真實場景中的管道類結構火災和爆燃事故，應格外注意管道結構內(nèi)障礙物(被困車輛或者其他內(nèi)置設備)的疏導，并提前預估障礙物誘發(fā)更強的壓強沖擊和更高濃度CO氣體所造成的潛在事故后果。

圖8 管道出口位置CO體積分數(shù)Fig.8 CO volume fraction at channel portal

3 結論

1)爆燃火焰通過由障礙物和管道側壁組成的受限空間時，火焰前沿受到明顯剪切和拉伸，耦合障礙物誘導的局部流體湍流強度增強，產(chǎn)生更多湍流火焰，使火焰?zhèn)鞑ゼ铀?。在當前實驗工況中，即乙醇蒸氣非均勻濃度分布且障礙物寬高比為1的條件下，隨著阻塞比增大，火焰?zhèn)鞑ニ俣榷仍龃蠛鬁p小，最大速度為97.5 m/s。

2)當障礙物寬高比相同時，爆燃壓強隨阻塞比增大而呈現(xiàn)出非單調(diào)的變化趨勢。障礙物對蒸氣爆燃的影響存在臨界狀態(tài)，當達到臨界阻塞比時，隧道爆燃壓強達到最大值。在當前實驗工況及寬高比為1 條件下，該障礙物臨界阻塞比為0.40。

3)在當前實驗工況中，管道結構出口處的爆燃CO 體積分數(shù)隨障礙物阻塞比增大而單調(diào)增大，最大體積分數(shù)達到730×10-6。