李鳳迪,程光旭,王亞飛,李 云,胡海軍,張 強

(西安交通大學(xué) 化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院，西安 701149)

0 引言

氫作為一種清潔、低碳、可持續(xù)的二次能源，是解決全球能源需求的潛在方案，被視為推動“碳達(dá)峰”和“碳中和”實現(xiàn)的重要解決方案。整個氫能產(chǎn)業(yè)鏈，氫能汽車商業(yè)化發(fā)展是重要的突破口，加氫站與儲氫容器成為氫能源發(fā)展的關(guān)鍵。目前我國固定式加氫站主要分為兩種，一種為加氫單建站，另外一種為加油站或加天然氣與加氫合建站。目前大多數(shù)建成的加氫站以單建站為主，但是以加油站或加氣站為基礎(chǔ)的加氫合建站成本低，同時省去了選址的麻煩，易于推廣。因此，加氫合建站將成為未來發(fā)展的主流，其中又以加氫加油合建站居多。

氫能是一個龐大而復(fù)雜的能源系統(tǒng)，其中儲氫技術(shù)是關(guān)鍵技術(shù)。儲氫技術(shù)主要分為兩大類：物理儲氫和材料儲氫，物理儲氫技術(shù)主要包括壓縮氣體、冷壓縮和液體氫氣技術(shù)；材料儲氫技術(shù)主要包括化學(xué)吸附和物理吸附[1-2]。目前，壓縮氣體儲存技術(shù)是加氫站最常用的技術(shù)手段，因此，高壓儲氫容器是加氫站的關(guān)鍵設(shè)備之一。目前我國加氫站常用儲氫容器主要分為以下幾種：單層鋼制瓶式容器組、鋼帶錯繞式高壓儲氫容器、包扎式容器和碳纖維纏繞氣瓶組[3-5]。

加氫加油合建站屬于火災(zāi)危險場所，并且儲氫容器的壓力高于一般壓力容器，介質(zhì)易燃易爆，危險性高，一旦發(fā)生火災(zāi)，由于材料性能退化和內(nèi)部壓力升高導(dǎo)致的機械應(yīng)力增加而產(chǎn)生災(zāi)難性的后果[6]。為了研究儲氫容器在火災(zāi)條件下的危害性，NAKAYAMA等[7-8]研究了加氫加油合建站儲氫容器火災(zāi)條件下的安全性問題。對于高壓儲氫容器熱力學(xué)響應(yīng)的研究，TAMURA等[9-11]對車用復(fù)合材料高壓儲氫容器開展了火燒試驗，并建立了數(shù)值模擬模型，研究了燃料種類、流量對容器安全泄放裝置的影響。鄭津洋等[12-16]對車用纖維纏繞高壓儲氫氣瓶開展了整體火燒、局部火燒試驗和數(shù)值模型研究。

當(dāng)前對加氫站用高壓儲氫容器研究較少，因此，有必要對實際加氫加油合建站高壓儲氫容器在幾種火災(zāi)場景下的安全性進(jìn)行研究。根據(jù)實際應(yīng)用，對加氫加油合建站火災(zāi)場景進(jìn)行預(yù)測,通過理論計算確定最危險火災(zāi)場景。利用Fluent建立了高壓儲氫容器熱響應(yīng)數(shù)值模擬模型，同時研究了不同災(zāi)害參數(shù)對熱力學(xué)響應(yīng)的影響。同時根據(jù)上述模擬計算結(jié)果，進(jìn)行了安全等級分析。本研究可為加氫加油合建站火災(zāi)條件下高壓儲氫容器安全管理提供理論支持。

1 火災(zāi)場景風(fēng)險評估

1.1 火災(zāi)場景預(yù)測

2018年2月，美國加州氫氣管束集裝箱(Ⅲ型瓶)著火，事故原因是壓力泄放裝置設(shè)計錯誤導(dǎo)致氫氣泄漏。2019年6月1日，美國硅谷空氣產(chǎn)品公司在氫氣配送拖車的填充期間發(fā)生爆炸和火災(zāi)，事故原因是氫氣加注過程中泄漏。2019年6月10日，挪威某加氫站發(fā)生事故，事故原因為高壓儲氫密封失效，氫氣泄漏并著火爆炸?？偨Y(jié)上述列舉的幾起安全事故，可知加氫站最常見的火災(zāi)事故為氫氣泄漏導(dǎo)致的。張全奎等[17]針對加油站發(fā)生的115例安全事故進(jìn)行分析，其中100例為著火爆炸事故，加油站火災(zāi)事故主要是因為油品的泄漏導(dǎo)致的。通過上述分析可知，加氫加油合建站發(fā)生火災(zāi)事故最有可能的原因是氫氣和油品的泄漏。為了分析火災(zāi)風(fēng)險，論文作者調(diào)研了目前已建成的加氫站，分析歸納了加氫站儲氫壓力容器的布局，列舉幾種合建站中可能發(fā)生的5種火災(zāi)場景：

(1)油罐車裝卸油時油品泄漏，遇到點火源引發(fā)火災(zāi)；

(2)加油機或加油機軟管泄漏，遇到點火源引發(fā)火災(zāi)；

(3)高壓儲氫容器發(fā)生氫氣泄漏，遇到點火源引發(fā)火災(zāi)；

(4)長管拖車?？炕蛐稓溥^程中，發(fā)生氫氣泄漏，遇到點火源引發(fā)火災(zāi)；

(5)加氫機或加氫機軟管發(fā)生氫氣泄漏，遇到點火源引發(fā)火災(zāi)。

所假設(shè)的火災(zāi)場景(1)(2)為不同的油品泄漏情況，王濤等[18]使用Kameleon FireEx KFX軟件模擬了兩種加油站油品泄漏事故場景，事故一為油罐槽車卸車點發(fā)生80 L/min的油品泄漏，在卸車點引發(fā)火災(zāi)；事故二為加油機軟管破裂，發(fā)生70 L/min油品泄漏，在加油點引發(fā)火災(zāi)。兩種場景均屬于池火災(zāi)，通過計算，兩種場景泄漏到地面的平均直徑分別為6.47 m，5.97 m。

所假設(shè)的火災(zāi)場景(3)～(5)為不同的氫氣泄漏情況，本文研究對象為22 MPa瓶式容器組，其工作壓力為20 MPa,，因此假設(shè)場景(3)高壓儲氫容器的內(nèi)壓為20 MPa，實際泄漏孔直徑為2 mm；長管拖車最高工作壓力為20 MPa，因此假設(shè)場景(4)長管拖車的內(nèi)壓為20 MPa，實際泄漏孔直徑為2 mm；我國目前加氫加油合建站中加氫機的加注壓力大多為35 MPa，因此假設(shè)場景(5)加氫機的加注壓力為35 MPa，實際泄漏孔直徑為2 mm。三種場景均屬于噴射火。

1.2 火災(zāi)數(shù)學(xué)模型的建立

場景(1)(2)為池火災(zāi)，場景(3)～(5)為噴射火。根據(jù)國內(nèi)外對池火災(zāi)的研究，池火災(zāi)數(shù)學(xué)模型主要分為點源模型、Shokri-Beyler模型和Mudan模型[19]，本文選擇Mudan模型進(jìn)行池火災(zāi)理論計算。

當(dāng)高壓容器發(fā)生氣體泄漏時，由于其內(nèi)部的壓力過高，往往以欠膨脹噴射的形式出現(xiàn)。1984年,BIRCH等[20]首先提出當(dāng)量直徑的概念，用于替代實際泄漏噴射口。如圖1所示，0點表示高壓容器內(nèi)部，此處氣體處于滯止?fàn)顟B(tài)，1點為實際泄漏口，其直徑為D1，此處壓力高于環(huán)境壓力，氣體繼續(xù)膨脹，當(dāng)氣體膨脹至壓力和環(huán)境壓力相等時，膨脹過程結(jié)束，即圖中2點為偽噴口，其直徑稱為當(dāng)量直徑D2。

圖1 模型假設(shè)示意

偽噴口直徑和速度可以通過Birch模型[20-21]理論計算獲得，通過Abel-Nobel氣體狀態(tài)方程代替理想氣體狀態(tài)方程對模型進(jìn)行修正[22]，噴口速度為：

(1)

式中,u1為噴口氣體速度，m/s；b為Abel-Nobel氣體狀態(tài)方程參數(shù)；ρ1為噴口處氣體密度，kg/m3；γ為氫氣的比熱容比；R為理想氣體常數(shù)；T1為噴口的氣體溫度，K。

偽噴口的氣體速度和直徑如下：

(2)

(3)

式中,u2為噴口和偽噴口的氣體速度，m/s；CD為氣體泄漏系數(shù)；P∞,P0為環(huán)境和壓力容器內(nèi)部壓力；D1,D2為噴口和偽噴口直徑，m。

MOGI等[23]研究了水平氫氣噴射火的行為特征，通過分析火焰長度寬度與噴嘴直徑、儲氫壓力(0.01～40 MPa)之間的關(guān)系，得出了噴射火焰長度和寬度的經(jīng)驗公式如下。

(4)

(5)

式中，Lf為噴射火火焰長度，m；P0為容器內(nèi)壓，MPa；d為噴射口直徑，m；Wf為噴射火火焰寬度，m。

根據(jù)實際調(diào)研并結(jié)合GB 50516—2020《加氫站技術(shù)規(guī)范》中對設(shè)備之間防火間距的規(guī)定，假定火災(zāi)與儲氫容器之間的距離，通過理論計算，得到對于池火災(zāi)和噴射火兩種火災(zāi)類型對應(yīng)的5種火災(zāi)場景的相關(guān)參數(shù)匯總?cè)绫?，2所示。

表1 池火災(zāi)場景分析

由表 1可知，對于池火災(zāi)場景(1)對應(yīng)的火災(zāi)高度雖然大于場景(2)，但是由于場景(2)池火與目標(biāo)儲氫容器間距離小于場景(1)，計算得場景(2)高壓儲氫容器接受到的熱輻射強度更高。

由表 2可知，對于噴射火，場景(5)的噴射火焰長度和寬度最大，分別為4.89 m和0.88 m，但是其與儲氫容器間的距離遠(yuǎn)，場景(3)計算得到的火焰長度大于其與儲氫容器之間的距離，因此容器處于直接受火狀態(tài)，其熱輻射強度難以通過理論公式進(jìn)行計算，在直接受火狀態(tài)下的熱輻射強度會遠(yuǎn)大于未直接受火狀態(tài)，因此其危險程度更高。

表2 噴射火場景分析

對于上述5種火災(zāi)場景，改變其初始參數(shù)計算所得火災(zāi)主要參數(shù)不同，對應(yīng)的危險程度也不同，接下來將分析改變初始參數(shù)對不同火災(zāi)場景的影響。對于場景(1)(2)，改變油品的泄漏率即改變池火災(zāi)直徑，根據(jù)上述計算已得出噴射火的危險程度高于池火災(zāi)的結(jié)論，因此改變初始參數(shù)，場景(1)(2)危險程度也低于場景(3)。對于場景(4)長管拖車內(nèi)壓選擇的是最高工作壓力，根據(jù)式(4)(5)可知，噴射火長度和寬度隨壓力減小而減小，因此改變壓力值其危險程度也低于場景(3)。對于場景(5)加氫機的加注壓力為標(biāo)準(zhǔn)壓力，因此不對該參數(shù)進(jìn)行改變。

綜上所述，場景(3)為最危險的火災(zāi)場景，本研究將重點對場景(3)進(jìn)行模擬分析。

2 火災(zāi)條件下高壓儲氫容器熱力學(xué)響應(yīng)

2.1 模擬流程和假設(shè)

高溫火災(zāi)環(huán)境下的燃燒火焰通過對流和熱輻射方式向高壓儲氫容器外壁面?zhèn)鳠?，高壓儲氫容器外壁面到?nèi)壁面的傳熱方式主要為熱傳導(dǎo)，儲氫容器內(nèi)部氫氣主要通過熱對流進(jìn)行傳熱。氫氣從泄漏口泄漏被點燃形成噴射火，整個過程在非常短的時間內(nèi)可以達(dá)到穩(wěn)態(tài)。熱量通過輻射、對流、熱傳導(dǎo)等方式從外部燃燒場傳遞到儲氫容器內(nèi)部氫氣，該過程傳熱緩慢，是非穩(wěn)態(tài)過程。

在研究儲氫容器內(nèi)部氫氣瞬態(tài)響應(yīng)時，如果采用整體模擬方法會極大地增加計算量，同時很難保證計算的精確度。因此，本研究采用分區(qū)耦合的模擬方法[24-25]，模擬分為外部燃燒場和儲氫容器內(nèi)部瞬態(tài)響應(yīng)兩部分，將儲氫容器外壁面的熱流密度作為耦合條件，該方法可以極大地減少計算量，同時提高計算精度。模擬流程如下：

(1)進(jìn)行全尺寸建模，包括外部流體域、容器固體域和內(nèi)部氫氣流體域；

(2)進(jìn)行外部燃燒場模擬，為穩(wěn)態(tài)模擬，得到燃燒場容器外壁面熱流密度；

(3)進(jìn)行儲氫容器內(nèi)部瞬態(tài)響應(yīng)的模擬，為瞬態(tài)模擬，將上一步得到的熱流密度作為儲氫容器外壁面邊界條件，進(jìn)行瞬態(tài)求解，從而實現(xiàn)分區(qū)耦合計算。

在模擬計算中，為了簡化計算模型，做出如下假設(shè)：

(1)模擬過程假設(shè)容器未發(fā)生外破，泄壓閥并未動作，容器并未失效，因此假設(shè)此過程火焰對儲罐的結(jié)構(gòu)完整性沒有影響；

(2)實際過程氫氣的噴射速度隨時間不斷減小，但是噴射火到達(dá)穩(wěn)定時間很短，因此假設(shè)這個過程噴射速度不變。

2.2 模型建立

2.2.1 幾何模型

本文選取的高壓儲氫容器為22 MPa瓶式容器組。根據(jù)氣瓶的實際尺寸建立外部燃燒場和瓶式容器組及內(nèi)部氫氣模型，外部燃燒場流體域尺寸為10 m×6 m×10 m，分別對氣瓶進(jìn)行編號為1#,2#,3#,4#。

2.2.2 子模型和邊界條件

氫氣噴射火燃燒并發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，發(fā)生劇烈流動，屬于湍流問題。容器內(nèi)部氫氣局部受熱，產(chǎn)生密度差，繼而產(chǎn)生流動，也屬于湍流問題。湍流模型選擇RNGk-ε模型，壁面函數(shù)選擇標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。氫氣在燃燒前并未與空氣進(jìn)行混合，燃燒模型選擇非預(yù)混燃燒模型。輻射模型選擇DO模型。

氫氣屬于量子氣體，真實氣體方程不適用于量子氣體，且在高壓情況下，這些方程會存在較大的誤差。美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究所(NIST)提供了各種材料的物性數(shù)據(jù)，這些數(shù)據(jù)是由實驗室測得的，具有很高的準(zhǔn)確性和可靠性[26]。氫氣的物性參數(shù)調(diào)用Fluent中的NIST數(shù)據(jù)庫物性數(shù)據(jù)，激活NIST真實氣體模型(NIST Real Gas Model)。

氫氣以一定的噴射速度進(jìn)入大氣環(huán)境，噴射小孔設(shè)置為速度入口條件；側(cè)面為大氣入口，設(shè)置為速度入口邊界條件；泄漏孔壁面以及地面均設(shè)置為壁面邊界條件，無滑移，絕熱；儲罐的外壁面設(shè)置為混合壁面邊界條件，內(nèi)壁面設(shè)置為耦合壁面邊界條件；側(cè)其余面設(shè)置為壓力出口邊界條件；環(huán)境溫度為300 K。

采用三維實體單元對外部燃燒場網(wǎng)格進(jìn)行劃分，對泄漏孔進(jìn)行網(wǎng)格加密以提高計算的精確度。使用ICEM對氣瓶和氣瓶內(nèi)部氫氣域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對容器壁面和氫氣邊界建立邊界層網(wǎng)格以提高計算精度，劃分的網(wǎng)格單元數(shù)分別為439 194和214 116。

2.3 模型驗證

美國標(biāo)準(zhǔn)局發(fā)布了Pfenning開展的一系列大尺寸天然氣噴射火試驗的相關(guān)數(shù)據(jù)[27]，以該試驗為基礎(chǔ)，進(jìn)行Fluent模擬噴射火模型驗證。Pfenning開展噴射火試驗所用燃料為天然氣，燃燒噴管高度為1.5 m，噴口直徑0.102 m，在噴管所在的中心面上布置了20個熱電偶。根據(jù)試驗布置建立幾何模型。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在噴口處進(jìn)行網(wǎng)格的細(xì)化，以提高計算的精確度。

為了對比數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果，提取火焰面中心線上的溫度數(shù)據(jù)，對比各熱電偶所測得的結(jié)果。試驗所用的熱電偶為鉻鎳/鋁鎳(K型)熱電偶，由于在試驗過程中火焰的速度沒有測量，并且熱電偶表面發(fā)射性能沒有校準(zhǔn)，因此，不能準(zhǔn)確估計輻射誤差?；谟嬎闼俣鹊墓烙嫞褂脤嶒炇覝y試的發(fā)射率，表明熱電偶在測量的過程中高溫區(qū)域比實際溫度低約100 K[28]。減去熱電偶測量存在的系統(tǒng)誤差，得到去系統(tǒng)誤差的試驗值。軸線上的溫度模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比如圖2所示。

圖2 中心軸線上溫度試驗值與模擬值對比

計算可知，軸線上的溫度誤差控制在了10%以內(nèi)，平均誤差為5.4%，對于目前大尺寸噴射火的模擬研究來說，這種誤差是可以接受的。表明本研究所用的模型可以實現(xiàn)對大型噴射火燃燒的模擬。

2.4 儲氫容器熱力學(xué)響應(yīng)模擬結(jié)果與分析

根據(jù)模擬流程進(jìn)行分區(qū)求解，邊界耦合模擬，計算收斂后查看模擬結(jié)果。

2.4.1 外部燃燒場模擬結(jié)果

假定的噴射點位于上下氣瓶之間，對外部燃燒場進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，模擬計算結(jié)束后，得到火焰的溫度分布云圖如圖3所示?？梢钥闯觯瑲錃馔ㄟ^泄漏孔進(jìn)入大氣環(huán)境并被點燃，隨著泄漏的不斷進(jìn)行，氫氣進(jìn)行大面積的擴散，因此形成了圓錐形的噴射火火焰。儲氫容器的外壁面被噴射火包圍，由于受浮力影響，火焰尾端向上漂浮，受空氣速度的影響，噴射火火焰略微向一側(cè)偏移?；鹧娴臏囟茸罡呖蛇_(dá)到2 297 K(2 024 ℃)。由于火焰前方受到高壓儲氫容器的阻擋，其火焰長度比理論計算結(jié)果小。

圖3 火焰溫度分布云圖

2.4.2 高壓儲氫容器的瞬態(tài)響應(yīng)

進(jìn)行溫度和內(nèi)壓瞬態(tài)模擬，在4個氣瓶中選擇熱流密度最高的一個氣瓶進(jìn)行瞬態(tài)熱力學(xué)響應(yīng)分析。最終得到容器內(nèi)部氫氣溫度和壓力隨時間變化曲線，如圖4所示。

(a)平均溫度、平均壓力

由圖4可知，溫度和壓力隨火燒時間的增加而增加，前30 s平均溫度和壓力變化很慢，隨著時間的增加，壓力和溫度增長速度增加，當(dāng)火燒時間為222 s時，高壓儲氫容器內(nèi)部氫氣壓力到達(dá)其安全閥整定壓力22 MPa。

高壓儲氫容器不同時刻外壁面和容器壁截面溫度的變化如圖5所示。

圖5 氣瓶不同時刻外壁面和截面溫度分布

由圖5可以看出，由于高壓儲氫容器外壁面的熱流密度分布不均勻，從而導(dǎo)致容器和內(nèi)部氫氣溫度分布不均勻，熱流密度越高的區(qū)域，溫度越高，其危險程度就越高，因此熱流密度最高的區(qū)域為容器的危險區(qū)域，位于上下氣瓶之間。隨著火燒時間的推移，氣瓶外壁面溫度逐漸增高，在240 s時外壁面和中心截面最大溫度均為577.2 K(304.1 ℃)。

3 不同災(zāi)害參數(shù)下熱力學(xué)響應(yīng)

不同的災(zāi)害參數(shù)形成的噴射火焰形態(tài)不同，從而對氣瓶危險區(qū)域和內(nèi)部氫氣瞬態(tài)響應(yīng)產(chǎn)生不同的影響。

3.1 噴射火位置

由于加氫站中高壓儲氫容器擺放位置以及容器泄漏點的不同，會造成不同泄漏位置的噴射火焰，垂直噴到容器上的位置不同，導(dǎo)致火焰形態(tài)不同，從而高壓儲氫容器接受的熱輻射強度不同。假設(shè)三種噴射火位置如圖6所示，第一種噴射點處于上下氣瓶中間位置，第二種噴射點處于上氣瓶中間位置，第三種噴射點處于下氣瓶中間位，分別如圖1中A，B，C點所示。

進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，得到不同噴射位置條件下火焰溫度分布如圖6所示。

圖6 不同噴射位置下火焰溫度分布

由圖6可以看出，噴射位置不同會導(dǎo)致火焰形態(tài)不同，由于噴射點A位于兩個氣瓶之間，因此火焰可以通過間隙穿過，氣瓶對火焰的阻擋效果小，而噴射點B和C位于氣瓶中間位置，火焰被氣瓶阻擋，因此噴射點B和C的火焰形態(tài)小于噴射點A。

進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)計算，不同噴射位置條件下儲氫容器內(nèi)部氫氣溫度和壓力隨時間的變化如圖7所示。

由圖7可知，因為3個噴射點的熱流密度最大值基本相同，因此其熱力學(xué)響應(yīng)規(guī)律基本類似。由于泄漏點B和C與火焰直接接觸面積更多，溫度和壓力隨時間的變化更快，壓力和溫度變化速度C>B>A。

(a)最大溫度

3.2 不同環(huán)境風(fēng)速的影響

火焰會根據(jù)風(fēng)向發(fā)生偏移，在不同的風(fēng)速下，其偏移量不同，從而高壓儲氫容器接受的熱輻射強度不同。一般根據(jù)風(fēng)吹到地面或水面的物體上所產(chǎn)生的各種現(xiàn)象，把風(fēng)力大小分為13個等級，最小是0級，最大為12級。根據(jù)實際最常見的幾種風(fēng)速，選擇1，3，5級風(fēng)進(jìn)行模擬，風(fēng)速分別假設(shè)為0.5，4，9.5 m/s，風(fēng)向平行于氣瓶。由第3.1節(jié)分析可知，噴射火位置A，B，C三種場景對應(yīng)的儲氫容器表面熱流密度基本相同，而位置A處于高壓儲氫容器的中間位置，整體的噴射火火焰與容器接觸面積更多，在接下來的分析中，更能看出不同風(fēng)速對高壓儲氫容器的影響，因此選擇位置A進(jìn)行不同風(fēng)速的模擬分析。

進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，得到不同風(fēng)速條件下火焰溫度分布如圖8所示。

圖8 不同風(fēng)速下火焰溫度分布

由圖8可知，隨著風(fēng)速的增大，火焰向一側(cè)的偏移程度逐漸增大，火焰最高溫度略有下降，火焰長度和寬度逐漸變小。

進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)計算，不同風(fēng)速條件下儲氫容器內(nèi)部氫氣溫度和壓力隨時間的變化如圖9所示?？梢钥闯觯捎陔S風(fēng)速的增加，氣瓶表面熱流密度減少，溫度和壓力隨時間的上升速度減小。因此風(fēng)速越高，高壓儲氫容器的危險程度越低。

(a)最大溫度

3.3 噴火口直徑

噴火口直徑不同，噴射火的熱輻射強度就不同。根據(jù)噴射火數(shù)學(xué)模型計算，偽噴口直徑、火焰長度和火焰寬度不同，從而導(dǎo)致外部燃燒場不同。將理論計算結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

表3 不同噴火口直徑噴射火參數(shù)

由表3可知，泄漏噴火口直徑越大，火焰長度和火焰寬度越大。根據(jù)上述理論計算的火焰高度和寬度，以泄漏口直徑10 mm為標(biāo)準(zhǔn)，外部流體域尺寸為統(tǒng)一擴大為16 m×6 m×25 m，與第3.2節(jié)相同，也選擇噴射位置A進(jìn)行模擬分析。不同泄漏口直徑火焰溫度分布如圖10所示?？梢钥闯?，隨著噴火口直徑的增大，火焰長度和寬度增大，與理論計算結(jié)果一致，火焰最高溫度基本沒有變化。

(a)直徑2 mm

不同噴火口直徑儲氫容器表面熱流密度如圖11所示。

圖11 不同噴火口直徑儲氫容器表面熱流密度分布

由圖11可知，隨著噴火口直徑的增大，表面熱流密度增大，噴火口直徑為2 mm時，最大熱流密度位于1#和3#氣瓶之間的位置，噴火口直徑為5 mm時，最大熱流密度位于1#和2#氣瓶之間，噴火口直徑為10 mm時，最大熱流密度位于2#和4#氣瓶背面。

進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)計算，不同噴火口直徑條件下儲氫容器內(nèi)部氫氣溫度和壓力隨時間的變化如圖12所示。可以看出，由于噴火口直徑的增加氣瓶表面熱流密度增加，溫度和壓力隨時間的上升速度增加。因此噴火口直徑越大，高壓儲氫容器的危險程度越高。

(a)最大溫度

4 安全等級分析

以上模擬計算的火災(zāi)場景，不同熱輻射強度下會對高壓儲氫容器造成不同的損傷，本文研究對象為同一容器，因此在相同熱輻射強度下，容器損傷程度相同，熱輻射強度越大，容器越不安全，因此本文建立在該基礎(chǔ)的情況下，從火災(zāi)熱輻射強度的角度進(jìn)行安全等級分析。根據(jù)火災(zāi)熱輻射傷害準(zhǔn)則等級表(見表4)[29]對高壓儲氫容器的安全等級進(jìn)行分析，并將不同災(zāi)害參數(shù)下的容器最大熱流密度和安全閥動作時間匯總?cè)绫?所示。

表4 火災(zāi)熱輻射傷害準(zhǔn)則等級

表5 不同災(zāi)害參數(shù)安全等級分析

我國“15分鐘消防時間(900 s)”是規(guī)劃消防站布局和建立城鎮(zhèn)消防站的基本依據(jù)，上述模擬的幾種火災(zāi)情況，儲氫容器內(nèi)部壓力基本上在15 min內(nèi)均能達(dá)到安全閥整定壓力，一旦容器安全閥失效，容器很可能失效并發(fā)生災(zāi)難性的后果。

由表4可知，不同的噴火點A,B,C引發(fā)壓力容器內(nèi)部氫氣壓力到達(dá)安全閥整定壓力的時間分別為222 s,201 s和198 s，損傷等級均為一級。B和C安全閥動作時間更短，因此泄漏點B和C比A危險性更高。對于不同的風(fēng)速下，安全閥動作時間分別為222，343,1 773 s，損傷等級分別為一級，二級和三級。對于風(fēng)速的影響，風(fēng)速越大，高壓儲氫容器危險程度越低。對于不同的噴火口直徑，安全閥動作時間分別為222，106，76 s，損傷等級均為一級，二級和三級，因此，噴火口直徑越大，高壓儲氫容器危險程度越大。

5 結(jié)論

(1)實際加氫加油合建站最危險火災(zāi)場景為：高壓儲氫容器發(fā)生氫氣泄漏，遇到點火源引發(fā)火災(zāi)。

(2)在本文假設(shè)的火災(zāi)場景條件下，高壓儲氫容器外壁面熱流密度分布不均勻，從而導(dǎo)致容器和內(nèi)部氫氣溫度分布不均勻，熱流密度越高的區(qū)域，溫度越高，其危險程度就越高。假設(shè)容器在安全閥動作之前未發(fā)生爆炸失效，容器在火燒222 s時到達(dá)安全閥整定壓力。

(3)對本文假設(shè)的幾種災(zāi)害參數(shù)進(jìn)行火災(zāi)模擬，并對不同災(zāi)害參數(shù)下的容器安全等級進(jìn)行分析，在本文假設(shè)的3種噴射點位置中，噴射點B和C的危險性高于A。風(fēng)速越高，容器危險性越低。噴火口直徑越大，容器危險性越高。