李鳳迪,程光旭,王亞飛,李 云,胡海軍,張 強(qiáng)

(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(dòng)“碳達(dá)峰”和“碳中和”實(shí)現(xiàn)的重要解決方案。整個(gè)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(chǔ)氫容器成為氫能源發(fā)展的關(guān)鍵。目前我國(guó)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(shí)省去了選址的麻煩，易于推廣。因此，加氫合建站將成為未來(lái)發(fā)展的主流，其中又以加氫加油合建站居多。

氫能是一個(gè)龐大而復(fù)雜的能源系統(tǒng)，其中儲(chǔ)氫技術(shù)是關(guān)鍵技術(shù)。儲(chǔ)氫技術(shù)主要分為兩大類：物理儲(chǔ)氫和材料儲(chǔ)氫，物理儲(chǔ)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(chǔ)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(chǔ)存技術(shù)是加氫站最常用的技術(shù)手段，因此，高壓儲(chǔ)氫容器是加氫站的關(guān)鍵設(shè)備之一。目前我國(guó)加氫站常用儲(chǔ)氫容器主要分為以下幾種：?jiǎn)螌愉撝破渴饺萜鹘M、鋼帶錯(cuò)繞式高壓儲(chǔ)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(xiǎn)場(chǎng)所，并且儲(chǔ)氫容器的壓力高于一般壓力容器，介質(zhì)易燃易爆，危險(xiǎn)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(jī)械應(yīng)力增加而產(chǎn)生災(zāi)難性的后果[6]。為了研究?jī)?chǔ)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(chǔ)氫容器火災(zāi)條件下的安全性問(wèn)題。對(duì)于高壓儲(chǔ)氫容器熱力學(xué)響應(yīng)的研究，TAMURA等[9-11]對(duì)車用復(fù)合材料高壓儲(chǔ)氫容器開展了火燒試驗(yàn)，并建立了數(shù)值模擬模型，研究了燃料種類、流量對(duì)容器安全泄放裝置的影響。鄭津洋等[12-16]對(duì)車用纖維纏繞高壓儲(chǔ)氫氣瓶開展了整體火燒、局部火燒試驗(yàn)和數(shù)值模型研究。

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

1 火災(zāi)場(chǎng)景風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估

1.1 火災(zāi)場(chǎng)景預(yù)測(cè)

2018年2月，美國(guó)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(jì)錯(cuò)誤導(dǎo)致氫氣泄漏。2019年6月1日，美國(guó)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(guò)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?yàn)楦邏簝?chǔ)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(duì)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?yàn)橛推返男孤?dǎo)致的。通過(guò)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(xiǎn)，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(chǔ)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(chǎng)景：

(1)油罐車裝卸油時(shí)油品泄漏，遇到點(diǎn)火源引發(fā)火災(zāi)；

(2)加油機(jī)或加油機(jī)軟管泄漏，遇到點(diǎn)火源引發(fā)火災(zāi)；

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

(4)長(zhǎng)管拖車停靠或卸氫過(guò)程中，發(fā)生氫氣泄漏，遇到點(diǎn)火源引發(fā)火災(zāi)；

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

所假設(shè)的火災(zāi)場(chǎng)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(chǎng)景，事故一為油罐槽車卸車點(diǎn)發(fā)生80 L/min的油品泄漏，在卸車點(diǎn)引發(fā)火災(zāi)；事故二為加油機(jī)軟管破裂，發(fā)生70 L/min油品泄漏，在加油點(diǎn)引發(fā)火災(zāi)。兩種場(chǎng)景均屬于池火災(zāi)，通過(guò)計(jì)算，兩種場(chǎng)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(chǎng)景(3)～(5)為不同的氫氣泄漏情況，本文研究對(duì)象為22 MPa瓶式容器組，其工作壓力為20 MPa,，因此假設(shè)場(chǎng)景(3)高壓儲(chǔ)氫容器的內(nèi)壓為20 MPa，實(shí)際泄漏孔直徑為2 mm；長(zhǎng)管拖車最高工作壓力為20 MPa，因此假設(shè)場(chǎng)景(4)長(zhǎng)管拖車的內(nèi)壓為20 MPa，實(shí)際泄漏孔直徑為2 mm；我國(guó)目前加氫加油合建站中加氫機(jī)的加注壓力大多為35 MPa，因此假設(shè)場(chǎng)景(5)加氫機(jī)的加注壓力為35 MPa，實(shí)際泄漏孔直徑為2 mm。三種場(chǎng)景均屬于噴射火。

1.2 火災(zāi)數(shù)學(xué)模型的建立

場(chǎng)景(1)(2)為池火災(zāi)，場(chǎng)景(3)～(5)為噴射火。根據(jù)國(guó)內(nèi)外對(duì)池火災(zāi)的研究，池火災(zāi)數(shù)學(xué)模型主要分為點(diǎn)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(jì)算。

當(dāng)高壓容器發(fā)生氣體泄漏時(shí)，由于其內(nèi)部的壓力過(guò)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(shí)際泄漏噴射口。如圖1所示，0點(diǎn)表示高壓容器內(nèi)部，此處氣體處于滯止?fàn)顟B(tài)，1點(diǎn)為實(shí)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(shí)，膨脹過(guò)程結(jié)束，即圖中2點(diǎn)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(guò)Birch模型[20-21]理論計(jì)算獲得，通過(guò)Abel-Nobel氣體狀態(tài)方程代替理想氣體狀態(tài)方程對(duì)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(guò)分析火焰長(zhǎng)度寬度與噴嘴直徑、儲(chǔ)氫壓力(0.01～40 MPa)之間的關(guān)系，得出了噴射火焰長(zhǎng)度和寬度的經(jīng)驗(yàn)公式如下。

(4)

(5)

式中，Lf為噴射火火焰長(zhǎng)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(shí)際調(diào)研并結(jié)合GB 50516—2020《加氫站技術(shù)規(guī)范》中對(duì)設(shè)備之間防火間距的規(guī)定，假定火災(zāi)與儲(chǔ)氫容器之間的距離，通過(guò)理論計(jì)算，得到對(duì)于池火災(zāi)和噴射火兩種火災(zāi)類型對(duì)應(yīng)的5種火災(zāi)場(chǎng)景的相關(guān)參數(shù)匯總?cè)绫?，2所示。

表1 池火災(zāi)場(chǎng)景分析

由表 1可知，對(duì)于池火災(zāi)場(chǎng)景(1)對(duì)應(yīng)的火災(zāi)高度雖然大于場(chǎng)景(2)，但是由于場(chǎng)景(2)池火與目標(biāo)儲(chǔ)氫容器間距離小于場(chǎng)景(1)，計(jì)算得場(chǎng)景(2)高壓儲(chǔ)氫容器接受到的熱輻射強(qiáng)度更高。

由表 2可知，對(duì)于噴射火，場(chǎng)景(5)的噴射火焰長(zhǎng)度和寬度最大，分別為4.89 m和0.88 m，但是其與儲(chǔ)氫容器間的距離遠(yuǎn)，場(chǎng)景(3)計(jì)算得到的火焰長(zhǎng)度大于其與儲(chǔ)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(qiáng)度難以通過(guò)理論公式進(jìn)行計(jì)算，在直接受火狀態(tài)下的熱輻射強(qiáng)度會(huì)遠(yuǎn)大于未直接受火狀態(tài)，因此其危險(xiǎn)程度更高。

表2 噴射火場(chǎng)景分析

對(duì)于上述5種火災(zāi)場(chǎng)景，改變其初始參數(shù)計(jì)算所得火災(zāi)主要參數(shù)不同，對(duì)應(yīng)的危險(xiǎn)程度也不同，接下來(lái)將分析改變初始參數(shù)對(duì)不同火災(zāi)場(chǎng)景的影響。對(duì)于場(chǎng)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(jì)算已得出噴射火的危險(xiǎn)程度高于池火災(zāi)的結(jié)論，因此改變初始參數(shù)，場(chǎng)景(1)(2)危險(xiǎn)程度也低于場(chǎng)景(3)。對(duì)于場(chǎng)景(4)長(zhǎng)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(zhǎng)度和寬度隨壓力減小而減小，因此改變壓力值其危險(xiǎn)程度也低于場(chǎng)景(3)。對(duì)于場(chǎng)景(5)加氫機(jī)的加注壓力為標(biāo)準(zhǔn)壓力，因此不對(duì)該參數(shù)進(jìn)行改變。

綜上所述，場(chǎng)景(3)為最危險(xiǎn)的火災(zāi)場(chǎng)景，本研究將重點(diǎn)對(duì)場(chǎng)景(3)進(jìn)行模擬分析。

2 火災(zāi)條件下高壓儲(chǔ)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(guò)對(duì)流和熱輻射方式向高壓儲(chǔ)氫容器外壁面?zhèn)鳠?，高壓?chǔ)氫容器外壁面到內(nèi)壁面的傳熱方式主要為熱傳導(dǎo)，儲(chǔ)氫容器內(nèi)部氫氣主要通過(guò)熱對(duì)流進(jìn)行傳熱。氫氣從泄漏口泄漏被點(diǎn)燃形成噴射火，整個(gè)過(guò)程在非常短的時(shí)間內(nèi)可以達(dá)到穩(wěn)態(tài)。熱量通過(guò)輻射、對(duì)流、熱傳導(dǎo)等方式從外部燃燒場(chǎng)傳遞到儲(chǔ)氫容器內(nèi)部氫氣，該過(guò)程傳熱緩慢，是非穩(wěn)態(tài)過(guò)程。

在研究?jī)?chǔ)氫容器內(nèi)部氫氣瞬態(tài)響應(yīng)時(shí)，如果采用整體模擬方法會(huì)極大地增加計(jì)算量，同時(shí)很難保證計(jì)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(chǎng)和儲(chǔ)氫容器內(nèi)部瞬態(tài)響應(yīng)兩部分，將儲(chǔ)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(jì)算量，同時(shí)提高計(jì)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(chǎng)模擬，為穩(wěn)態(tài)模擬，得到燃燒場(chǎng)容器外壁面熱流密度；

(3)進(jìn)行儲(chǔ)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(chǔ)氫容器外壁面邊界條件，進(jìn)行瞬態(tài)求解，從而實(shí)現(xiàn)分區(qū)耦合計(jì)算。

在模擬計(jì)算中，為了簡(jiǎn)化計(jì)算模型，做出如下假設(shè)：

(1)模擬過(guò)程假設(shè)容器未發(fā)生外破，泄壓閥并未動(dòng)作，容器并未失效，因此假設(shè)此過(guò)程火焰對(duì)儲(chǔ)罐的結(jié)構(gòu)完整性沒(méi)有影響；

(2)實(shí)際過(guò)程氫氣的噴射速度隨時(shí)間不斷減小，但是噴射火到達(dá)穩(wěn)定時(shí)間很短，因此假設(shè)這個(gè)過(guò)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(chǔ)氫容器為22 MPa瓶式容器組。根據(jù)氣瓶的實(shí)際尺寸建立外部燃燒場(chǎng)和瓶式容器組及內(nèi)部氫氣模型，外部燃燒場(chǎng)流體域尺寸為10 m×6 m×10 m，分別對(duì)氣瓶進(jìn)行編號(hào)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(dòng)，屬于湍流問(wèn)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(dòng)，也屬于湍流問(wèn)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(shí)氣體方程不適用于量子氣體，且在高壓情況下，這些方程會(huì)存在較大的誤差。美國(guó)國(guó)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(shí)驗(yàn)室測(cè)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(kù)物性數(shù)據(jù)，激活NIST真實(shí)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(wú)滑移，絕熱；儲(chǔ)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(shí)體單元對(duì)外部燃燒場(chǎng)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，對(duì)泄漏孔進(jìn)行網(wǎng)格加密以提高計(jì)算的精確度。使用ICEM對(duì)氣瓶和氣瓶?jī)?nèi)部氫氣域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)容器壁面和氫氣邊界建立邊界層網(wǎng)格以提高計(jì)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(yàn)證

美國(guó)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(yàn)的相關(guān)數(shù)據(jù)[27]，以該試驗(yàn)為基礎(chǔ)，進(jìn)行Fluent模擬噴射火模型驗(yàn)證。Pfenning開展噴射火試驗(yàn)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(gè)熱電偶。根據(jù)試驗(yàn)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(jì)算的精確度。

為了對(duì)比數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果，提取火焰面中心線上的溫度數(shù)據(jù)，對(duì)比各熱電偶所測(cè)得的結(jié)果。試驗(yàn)所用的熱電偶為鉻鎳/鋁鎳(K型)熱電偶，由于在試驗(yàn)過(guò)程中火焰的速度沒(méi)有測(cè)量，并且熱電偶表面發(fā)射性能沒(méi)有校準(zhǔn)，因此，不能準(zhǔn)確估計(jì)輻射誤差?；谟?jì)算速度的估計(jì)，使用實(shí)驗(yàn)室測(cè)試的發(fā)射率，表明熱電偶在測(cè)量的過(guò)程中高溫區(qū)域比實(shí)際溫度低約100 K[28]。減去熱電偶測(cè)量存在的系統(tǒng)誤差，得到去系統(tǒng)誤差的試驗(yàn)值。軸線上的溫度模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖2所示。

圖2 中心軸線上溫度試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比

計(jì)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(duì)于目前大尺寸噴射火的模擬研究來(lái)說(shuō)，這種誤差是可以接受的。表明本研究所用的模型可以實(shí)現(xiàn)對(duì)大型噴射火燃燒的模擬。

2.4 儲(chǔ)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(jì)算收斂后查看模擬結(jié)果。

2.4.1 外部燃燒場(chǎng)模擬結(jié)果

假定的噴射點(diǎn)位于上下氣瓶之間，對(duì)外部燃燒場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，模擬計(jì)算結(jié)束后，得到火焰的溫度分布云圖如圖3所示。可以看出，氫氣通過(guò)泄漏孔進(jìn)入大氣環(huán)境并被點(diǎn)燃，隨著泄漏的不斷進(jìn)行，氫氣進(jìn)行大面積的擴(kuò)散，因此形成了圓錐形的噴射火火焰。儲(chǔ)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(chǔ)氫容器的阻擋，其火焰長(zhǎng)度比理論計(jì)算結(jié)果小。

圖3 火焰溫度分布云圖

2.4.2 高壓儲(chǔ)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(gè)氣瓶中選擇熱流密度最高的一個(gè)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(shí)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(shí)間的增加而增加，前30 s平均溫度和壓力變化很慢，隨著時(shí)間的增加，壓力和溫度增長(zhǎng)速度增加，當(dāng)火燒時(shí)間為222 s時(shí)，高壓儲(chǔ)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(chǔ)氫容器不同時(shí)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(shí)刻外壁面和截面溫度分布

由圖5可以看出，由于高壓儲(chǔ)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(xiǎn)程度就越高，因此熱流密度最高的區(qū)域?yàn)槿萜鞯奈ｋU(xiǎn)區(qū)域，位于上下氣瓶之間。隨著火燒時(shí)間的推移，氣瓶外壁面溫度逐漸增高，在240 s時(shí)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(duì)氣瓶危險(xiǎn)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(chǔ)氫容器擺放位置以及容器泄漏點(diǎn)的不同，會(huì)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(chǔ)氫容器接受的熱輻射強(qiáng)度不同。假設(shè)三種噴射火位置如圖6所示，第一種噴射點(diǎn)處于上下氣瓶中間位置，第二種噴射點(diǎn)處于上氣瓶中間位置，第三種噴射點(diǎn)處于下氣瓶中間位，分別如圖1中A，B，C點(diǎn)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(huì)導(dǎo)致火焰形態(tài)不同，由于噴射點(diǎn)A位于兩個(gè)氣瓶之間，因此火焰可以通過(guò)間隙穿過(guò)，氣瓶對(duì)火焰的阻擋效果小，而噴射點(diǎn)B和C位于氣瓶中間位置，火焰被氣瓶阻擋，因此噴射點(diǎn)B和C的火焰形態(tài)小于噴射點(diǎn)A。

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

由圖7可知，因?yàn)?個(gè)噴射點(diǎn)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(diǎn)B和C與火焰直接接觸面積更多，溫度和壓力隨時(shí)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(huì)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(chǔ)氫容器接受的熱輻射強(qiáng)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(gè)等級(jí)，最小是0級(jí)，最大為12級(jí)。根據(jù)實(shí)際最常見的幾種風(fēng)速，選擇1，3，5級(jí)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(chǎng)景對(duì)應(yīng)的儲(chǔ)氫容器表面熱流密度基本相同，而位置A處于高壓儲(chǔ)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(lái)的分析中，更能看出不同風(fēng)速對(duì)高壓儲(chǔ)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(zhǎng)度和寬度逐漸變小。

進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)計(jì)算，不同風(fēng)速條件下儲(chǔ)氫容器內(nèi)部氫氣溫度和壓力隨時(shí)間的變化如圖9所示。可以看出，由于隨風(fēng)速的增加，氣瓶表面熱流密度減少，溫度和壓力隨時(shí)間的上升速度減小。因此風(fēng)速越高，高壓儲(chǔ)氫容器的危險(xiǎn)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(qiáng)度就不同。根據(jù)噴射火數(shù)學(xué)模型計(jì)算，偽噴口直徑、火焰長(zhǎng)度和火焰寬度不同，從而導(dǎo)致外部燃燒場(chǎng)不同。將理論計(jì)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(zhǎng)度和火焰寬度越大。根據(jù)上述理論計(jì)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(kuò)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(zhǎng)度和寬度增大，與理論計(jì)算結(jié)果一致，火焰最高溫度基本沒(méi)有變化。

(a)直徑2 mm

不同噴火口直徑儲(chǔ)氫容器表面熱流密度如圖11所示。

圖11 不同噴火口直徑儲(chǔ)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(shí)，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(shí)，最大熱流密度位于1#和2#氣瓶之間，噴火口直徑為10 mm時(shí)，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(jì)算，不同噴火口直徑條件下儲(chǔ)氫容器內(nèi)部氫氣溫度和壓力隨時(shí)間的變化如圖12所示?？梢钥闯?，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(shí)間的上升速度增加。因此噴火口直徑越大，高壓儲(chǔ)氫容器的危險(xiǎn)程度越高。

(a)最大溫度

4 安全等級(jí)分析

以上模擬計(jì)算的火災(zāi)場(chǎng)景，不同熱輻射強(qiáng)度下會(huì)對(duì)高壓儲(chǔ)氫容器造成不同的損傷，本文研究對(duì)象為同一容器，因此在相同熱輻射強(qiáng)度下，容器損傷程度相同，熱輻射強(qiáng)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(qiáng)度的角度進(jìn)行安全等級(jí)分析。根據(jù)火災(zāi)熱輻射傷害準(zhǔn)則等級(jí)表(見表4)[29]對(duì)高壓儲(chǔ)氫容器的安全等級(jí)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(dòng)作時(shí)間匯總?cè)绫?所示。

表4 火災(zāi)熱輻射傷害準(zhǔn)則等級(jí)

表5 不同災(zāi)害參數(shù)安全等級(jí)分析

我國(guó)“15分鐘消防時(shí)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(chǔ)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(diǎn)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(shí)間分別為222 s,201 s和198 s，損傷等級(jí)均為一級(jí)。B和C安全閥動(dòng)作時(shí)間更短，因此泄漏點(diǎn)B和C比A危險(xiǎn)性更高。對(duì)于不同的風(fēng)速下，安全閥動(dòng)作時(shí)間分別為222，343,1 773 s，損傷等級(jí)分別為一級(jí)，二級(jí)和三級(jí)。對(duì)于風(fēng)速的影響，風(fēng)速越大，高壓儲(chǔ)氫容器危險(xiǎn)程度越低。對(duì)于不同的噴火口直徑，安全閥動(dòng)作時(shí)間分別為222，106，76 s，損傷等級(jí)均為一級(jí)，二級(jí)和三級(jí)，因此，噴火口直徑越大，高壓儲(chǔ)氫容器危險(xiǎn)程度越大。

5 結(jié)論

(1)實(shí)際加氫加油合建站最危險(xiǎn)火災(zāi)場(chǎng)景為：高壓儲(chǔ)氫容器發(fā)生氫氣泄漏，遇到點(diǎn)火源引發(fā)火災(zāi)。

(2)在本文假設(shè)的火災(zāi)場(chǎng)景條件下，高壓儲(chǔ)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(xiǎn)程度就越高。假設(shè)容器在安全閥動(dòng)作之前未發(fā)生爆炸失效，容器在火燒222 s時(shí)到達(dá)安全閥整定壓力。

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