加氢加油合建站火灾模拟及储氢容器安全分析

李凤迪,程光旭,王亚飞,李 云,胡海军,张 强

(西安交通大学 化学工程与技术学院，西安 701149)

0 引言

氢作为一种清洁、低碳、可持续的二次能源，是解决全球能源需求的潜在方案，被视为推动“碳达峰”和“碳中和”实现的重要解决方案。整个氢能产业链，氢能汽车商业化发展是重要的突破口，加氢站与储氢容器成为氢能源发展的关键。目前我国固定式加氢站主要分为两种，一种为加氢单建站，另外一种为加油站或加天然气与加氢合建站。目前大多数建成的加氢站以单建站为主，但是以加油站或加气站为基础的加氢合建站成本低，同时省去了选址的麻烦，易于推广。因此，加氢合建站将成为未来发展的主流，其中又以加氢加油合建站居多。

氢能是一个庞大而复杂的能源系统，其中储氢技术是关键技术。储氢技术主要分为两大类：物理储氢和材料储氢，物理储氢技术主要包括压缩气体、冷压缩和液体氢气技术；材料储氢技术主要包括化学吸附和物理吸附[1-2]。目前，压缩气体储存技术是加氢站最常用的技术手段，因此，高压储氢容器是加氢站的关键设备之一。目前我国加氢站常用储氢容器主要分为以下几种：单层钢制瓶式容器组、钢带错绕式高压储氢容器、包扎式容器和碳纤维缠绕气瓶组[3-5]。

加氢加油合建站属于火灾危险场所，并且储氢容器的压力高于一般压力容器，介质易燃易爆，危险性高，一旦发生火灾，由于材料性能退化和内部压力升高导致的机械应力增加而产生灾难性的后果[6]。为了研究储氢容器在火灾条件下的危害性，NAKAYAMA等[7-8]研究了加氢加油合建站储氢容器火灾条件下的安全性问题。对于高压储氢容器热力学响应的研究，TAMURA等[9-11]对车用复合材料高压储氢容器开展了火烧试验，并建立了数值模拟模型，研究了燃料种类、流量对容器安全泄放装置的影响。郑津洋等[12-16]对车用纤维缠绕高压储氢气瓶开展了整体火烧、局部火烧试验和数值模型研究。

当前对加氢站用高压储氢容器研究较少，因此，有必要对实际加氢加油合建站高压储氢容器在几种火灾场景下的安全性进行研究。根据实际应用，对加氢加油合建站火灾场景进行预测,通过理论计算确定最危险火灾场景。利用Fluent建立了高压储氢容器热响应数值模拟模型，同时研究了不同灾害参数对热力学响应的影响。同时根据上述模拟计算结果，进行了安全等级分析。本研究可为加氢加油合建站火灾条件下高压储氢容器安全管理提供理论支持。

1 火灾场景风险评估

1.1 火灾场景预测

2018年2月，美国加州氢气管束集装箱(Ⅲ型瓶)着火，事故原因是压力泄放装置设计错误导致氢气泄漏。2019年6月1日，美国硅谷空气产品公司在氢气配送拖车的填充期间发生爆炸和火灾，事故原因是氢气加注过程中泄漏。2019年6月10日，挪威某加氢站发生事故，事故原因为高压储氢密封失效，氢气泄漏并着火爆炸。总结上述列举的几起安全事故，可知加氢站最常见的火灾事故为氢气泄漏导致的。张全奎等[17]针对加油站发生的115例安全事故进行分析，其中100例为着火爆炸事故，加油站火灾事故主要是因为油品的泄漏导致的。通过上述分析可知，加氢加油合建站发生火灾事故最有可能的原因是氢气和油品的泄漏。为了分析火灾风险，论文作者调研了目前已建成的加氢站，分析归纳了加氢站储氢压力容器的布局，列举几种合建站中可能发生的5种火灾场景：

(1)油罐车装卸油时油品泄漏，遇到点火源引发火灾；

(2)加油机或加油机软管泄漏，遇到点火源引发火灾；

(3)高压储氢容器发生氢气泄漏，遇到点火源引发火灾；

(4)长管拖车停靠或卸氢过程中，发生氢气泄漏，遇到点火源引发火灾；

(5)加氢机或加氢机软管发生氢气泄漏，遇到点火源引发火灾。

所假设的火灾场景(1)(2)为不同的油品泄漏情况，王涛等[18]使用Kameleon FireEx KFX软件模拟了两种加油站油品泄漏事故场景，事故一为油罐槽车卸车点发生80 L/min的油品泄漏，在卸车点引发火灾；事故二为加油机软管破裂，发生70 L/min油品泄漏，在加油点引发火灾。两种场景均属于池火灾，通过计算，两种场景泄漏到地面的平均直径分别为6.47 m，5.97 m。

所假设的火灾场景(3)～(5)为不同的氢气泄漏情况，本文研究对象为22 MPa瓶式容器组，其工作压力为20 MPa,，因此假设场景(3)高压储氢容器的内压为20 MPa，实际泄漏孔直径为2 mm；长管拖车最高工作压力为20 MPa，因此假设场景(4)长管拖车的内压为20 MPa，实际泄漏孔直径为2 mm；我国目前加氢加油合建站中加氢机的加注压力大多为35 MPa，因此假设场景(5)加氢机的加注压力为35 MPa，实际泄漏孔直径为2 mm。三种场景均属于喷射火。

1.2 火灾数学模型的建立

场景(1)(2)为池火灾，场景(3)～(5)为喷射火。根据国内外对池火灾的研究，池火灾数学模型主要分为点源模型、Shokri-Beyler模型和Mudan模型[19]，本文选择Mudan模型进行池火灾理论计算。

当高压容器发生气体泄漏时，由于其内部的压力过高，往往以欠膨胀喷射的形式出现。1984年,BIRCH等[20]首先提出当量直径的概念，用于替代实际泄漏喷射口。如图1所示，0点表示高压容器内部，此处气体处于滞止状态，1点为实际泄漏口，其直径为D1，此处压力高于环境压力，气体继续膨胀，当气体膨胀至压力和环境压力相等时，膨胀过程结束，即图中2点为伪喷口，其直径称为当量直径D2。

图1 模型假设示意

伪喷口直径和速度可以通过Birch模型[20-21]理论计算获得，通过Abel-Nobel气体状态方程代替理想气体状态方程对模型进行修正[22]，喷口速度为：

(1)

式中,u1为喷口气体速度，m/s；b为Abel-Nobel气体状态方程参数；ρ1为喷口处气体密度，kg/m3；γ为氢气的比热容比；R为理想气体常数；T1为喷口的气体温度，K。

伪喷口的气体速度和直径如下：

(2)

(3)

式中,u2为喷口和伪喷口的气体速度，m/s；CD为气体泄漏系数；P∞,P0为环境和压力容器内部压力；D1,D2为喷口和伪喷口直径，m。

MOGI等[23]研究了水平氢气喷射火的行为特征，通过分析火焰长度宽度与喷嘴直径、储氢压力(0.01～40 MPa)之间的关系，得出了喷射火焰长度和宽度的经验公式如下。

(4)

(5)

式中，Lf为喷射火火焰长度，m；P0为容器内压，MPa；d为喷射口直径，m；Wf为喷射火火焰宽度，m。

根据实际调研并结合GB 50516—2020《加氢站技术规范》中对设备之间防火间距的规定，假定火灾与储氢容器之间的距离，通过理论计算，得到对于池火灾和喷射火两种火灾类型对应的5种火灾场景的相关参数汇总如表1，2所示。

表1 池火灾场景分析

由表 1可知，对于池火灾场景(1)对应的火灾高度虽然大于场景(2)，但是由于场景(2)池火与目标储氢容器间距离小于场景(1)，计算得场景(2)高压储氢容器接受到的热辐射强度更高。

由表 2可知，对于喷射火，场景(5)的喷射火焰长度和宽度最大，分别为4.89 m和0.88 m，但是其与储氢容器间的距离远，场景(3)计算得到的火焰长度大于其与储氢容器之间的距离，因此容器处于直接受火状态，其热辐射强度难以通过理论公式进行计算，在直接受火状态下的热辐射强度会远大于未直接受火状态，因此其危险程度更高。

表2 喷射火场景分析

对于上述5种火灾场景，改变其初始参数计算所得火灾主要参数不同，对应的危险程度也不同，接下来将分析改变初始参数对不同火灾场景的影响。对于场景(1)(2)，改变油品的泄漏率即改变池火灾直径，根据上述计算已得出喷射火的危险程度高于池火灾的结论，因此改变初始参数，场景(1)(2)危险程度也低于场景(3)。对于场景(4)长管拖车内压选择的是最高工作压力，根据式(4)(5)可知，喷射火长度和宽度随压力减小而减小，因此改变压力值其危险程度也低于场景(3)。对于场景(5)加氢机的加注压力为标准压力，因此不对该参数进行改变。

综上所述，场景(3)为最危险的火灾场景，本研究将重点对场景(3)进行模拟分析。

2 火灾条件下高压储氢容器热力学响应

2.1 模拟流程和假设

高温火灾环境下的燃烧火焰通过对流和热辐射方式向高压储氢容器外壁面传热，高压储氢容器外壁面到内壁面的传热方式主要为热传导，储氢容器内部氢气主要通过热对流进行传热。氢气从泄漏口泄漏被点燃形成喷射火，整个过程在非常短的时间内可以达到稳态。热量通过辐射、对流、热传导等方式从外部燃烧场传递到储氢容器内部氢气，该过程传热缓慢，是非稳态过程。

在研究储氢容器内部氢气瞬态响应时，如果采用整体模拟方法会极大地增加计算量，同时很难保证计算的精确度。因此，本研究采用分区耦合的模拟方法[24-25]，模拟分为外部燃烧场和储氢容器内部瞬态响应两部分，将储氢容器外壁面的热流密度作为耦合条件，该方法可以极大地减少计算量，同时提高计算精度。模拟流程如下：

(1)进行全尺寸建模，包括外部流体域、容器固体域和内部氢气流体域；

(2)进行外部燃烧场模拟，为稳态模拟，得到燃烧场容器外壁面热流密度；

(3)进行储氢容器内部瞬态响应的模拟，为瞬态模拟，将上一步得到的热流密度作为储氢容器外壁面边界条件，进行瞬态求解，从而实现分区耦合计算。

在模拟计算中，为了简化计算模型，做出如下假设：

(1)模拟过程假设容器未发生外破，泄压阀并未动作，容器并未失效，因此假设此过程火焰对储罐的结构完整性没有影响；

(2)实际过程氢气的喷射速度随时间不断减小，但是喷射火到达稳定时间很短，因此假设这个过程喷射速度不变。

2.2 模型建立

2.2.1 几何模型

本文选取的高压储氢容器为22 MPa瓶式容器组。根据气瓶的实际尺寸建立外部燃烧场和瓶式容器组及内部氢气模型，外部燃烧场流体域尺寸为10 m×6 m×10 m，分别对气瓶进行编号为1#,2#,3#,4#。

2.2.2 子模型和边界条件

氢气喷射火燃烧并发生化学反应，发生剧烈流动，属于湍流问题。容器内部氢气局部受热，产生密度差，继而产生流动，也属于湍流问题。湍流模型选择RNGk-ε模型，壁面函数选择标准壁面函数。氢气在燃烧前并未与空气进行混合，燃烧模型选择非预混燃烧模型。辐射模型选择DO模型。

氢气属于量子气体，真实气体方程不适用于量子气体，且在高压情况下，这些方程会存在较大的误差。美国国家标准与技术研究所(NIST)提供了各种材料的物性数据，这些数据是由实验室测得的，具有很高的准确性和可靠性[26]。氢气的物性参数调用Fluent中的NIST数据库物性数据，激活NIST真实气体模型(NIST Real Gas Model)。

氢气以一定的喷射速度进入大气环境，喷射小孔设置为速度入口条件；侧面为大气入口，设置为速度入口边界条件；泄漏孔壁面以及地面均设置为壁面边界条件，无滑移，绝热；储罐的外壁面设置为混合壁面边界条件，内壁面设置为耦合壁面边界条件；侧其余面设置为压力出口边界条件；环境温度为300 K。

采用三维实体单元对外部燃烧场网格进行划分，对泄漏孔进行网格加密以提高计算的精确度。使用ICEM对气瓶和气瓶内部氢气域进行网格划分，对容器壁面和氢气边界建立边界层网格以提高计算精度，划分的网格单元数分别为439 194和214 116。

2.3 模型验证

美国标准局发布了Pfenning开展的一系列大尺寸天然气喷射火试验的相关数据[27]，以该试验为基础，进行Fluent模拟喷射火模型验证。Pfenning开展喷射火试验所用燃料为天然气，燃烧喷管高度为1.5 m，喷口直径0.102 m，在喷管所在的中心面上布置了20个热电偶。根据试验布置建立几何模型。采用结构化网格进行网格划分，在喷口处进行网格的细化，以提高计算的精确度。

为了对比数值模拟结果和试验结果，提取火焰面中心线上的温度数据，对比各热电偶所测得的结果。试验所用的热电偶为铬镍/铝镍(K型)热电偶，由于在试验过程中火焰的速度没有测量，并且热电偶表面发射性能没有校准，因此，不能准确估计辐射误差。基于计算速度的估计，使用实验室测试的发射率，表明热电偶在测量的过程中高温区域比实际温度低约100 K[28]。减去热电偶测量存在的系统误差，得到去系统误差的试验值。轴线上的温度模拟结果与试验结果的对比如图2所示。

图2 中心轴线上温度试验值与模拟值对比

计算可知，轴线上的温度误差控制在了10%以内，平均误差为5.4%，对于目前大尺寸喷射火的模拟研究来说，这种误差是可以接受的。表明本研究所用的模型可以实现对大型喷射火燃烧的模拟。

2.4 储氢容器热力学响应模拟结果与分析

根据模拟流程进行分区求解，边界耦合模拟，计算收敛后查看模拟结果。

2.4.1 外部燃烧场模拟结果

假定的喷射点位于上下气瓶之间，对外部燃烧场进行稳态模拟，模拟计算结束后，得到火焰的温度分布云图如图3所示。可以看出，氢气通过泄漏孔进入大气环境并被点燃，随着泄漏的不断进行，氢气进行大面积的扩散，因此形成了圆锥形的喷射火火焰。储氢容器的外壁面被喷射火包围，由于受浮力影响，火焰尾端向上漂浮，受空气速度的影响，喷射火火焰略微向一侧偏移。火焰的温度最高可达到2 297 K(2 024 ℃)。由于火焰前方受到高压储氢容器的阻挡，其火焰长度比理论计算结果小。

图3 火焰温度分布云图

2.4.2 高压储氢容器的瞬态响应

进行温度和内压瞬态模拟，在4个气瓶中选择热流密度最高的一个气瓶进行瞬态热力学响应分析。最终得到容器内部氢气温度和压力随时间变化曲线，如图4所示。

(a)平均温度、平均压力

由图4可知，温度和压力随火烧时间的增加而增加，前30 s平均温度和压力变化很慢，随着时间的增加，压力和温度增长速度增加，当火烧时间为222 s时，高压储氢容器内部氢气压力到达其安全阀整定压力22 MPa。

高压储氢容器不同时刻外壁面和容器壁截面温度的变化如图5所示。

图5 气瓶不同时刻外壁面和截面温度分布

由图5可以看出，由于高压储氢容器外壁面的热流密度分布不均匀，从而导致容器和内部氢气温度分布不均匀，热流密度越高的区域，温度越高，其危险程度就越高，因此热流密度最高的区域为容器的危险区域，位于上下气瓶之间。随着火烧时间的推移，气瓶外壁面温度逐渐增高，在240 s时外壁面和中心截面最大温度均为577.2 K(304.1 ℃)。

3 不同灾害参数下热力学响应

不同的灾害参数形成的喷射火焰形态不同，从而对气瓶危险区域和内部氢气瞬态响应产生不同的影响。

3.1 喷射火位置

由于加氢站中高压储氢容器摆放位置以及容器泄漏点的不同，会造成不同泄漏位置的喷射火焰，垂直喷到容器上的位置不同，导致火焰形态不同，从而高压储氢容器接受的热辐射强度不同。假设三种喷射火位置如图6所示，第一种喷射点处于上下气瓶中间位置，第二种喷射点处于上气瓶中间位置，第三种喷射点处于下气瓶中间位，分别如图1中A，B，C点所示。

进行稳态模拟，得到不同喷射位置条件下火焰温度分布如图6所示。

图6 不同喷射位置下火焰温度分布

由图6可以看出，喷射位置不同会导致火焰形态不同，由于喷射点A位于两个气瓶之间，因此火焰可以通过间隙穿过，气瓶对火焰的阻挡效果小，而喷射点B和C位于气瓶中间位置，火焰被气瓶阻挡，因此喷射点B和C的火焰形态小于喷射点A。

进行瞬态响应计算，不同喷射位置条件下储氢容器内部氢气温度和压力随时间的变化如图7所示。

由图7可知，因为3个喷射点的热流密度最大值基本相同，因此其热力学响应规律基本类似。由于泄漏点B和C与火焰直接接触面积更多，温度和压力随时间的变化更快，压力和温度变化速度C>B>A。

(a)最大温度

3.2 不同环境风速的影响

火焰会根据风向发生偏移，在不同的风速下，其偏移量不同，从而高压储氢容器接受的热辐射强度不同。一般根据风吹到地面或水面的物体上所产生的各种现象，把风力大小分为13个等级，最小是0级，最大为12级。根据实际最常见的几种风速，选择1，3，5级风进行模拟，风速分别假设为0.5，4，9.5 m/s，风向平行于气瓶。由第3.1节分析可知，喷射火位置A，B，C三种场景对应的储氢容器表面热流密度基本相同，而位置A处于高压储氢容器的中间位置，整体的喷射火火焰与容器接触面积更多，在接下来的分析中，更能看出不同风速对高压储氢容器的影响，因此选择位置A进行不同风速的模拟分析。

进行稳态模拟，得到不同风速条件下火焰温度分布如图8所示。

图8 不同风速下火焰温度分布

由图8可知，随着风速的增大，火焰向一侧的偏移程度逐渐增大，火焰最高温度略有下降，火焰长度和宽度逐渐变小。

进行瞬态响应计算，不同风速条件下储氢容器内部氢气温度和压力随时间的变化如图9所示。可以看出，由于随风速的增加，气瓶表面热流密度减少，温度和压力随时间的上升速度减小。因此风速越高，高压储氢容器的危险程度越低。

(a)最大温度

3.3 喷火口直径

喷火口直径不同，喷射火的热辐射强度就不同。根据喷射火数学模型计算，伪喷口直径、火焰长度和火焰宽度不同，从而导致外部燃烧场不同。将理论计算结果汇总如表3所示。

表3 不同喷火口直径喷射火参数

由表3可知，泄漏喷火口直径越大，火焰长度和火焰宽度越大。根据上述理论计算的火焰高度和宽度，以泄漏口直径10 mm为标准，外部流体域尺寸为统一扩大为16 m×6 m×25 m，与第3.2节相同，也选择喷射位置A进行模拟分析。不同泄漏口直径火焰温度分布如图10所示。可以看出，随着喷火口直径的增大，火焰长度和宽度增大，与理论计算结果一致，火焰最高温度基本没有变化。

(a)直径2 mm

不同喷火口直径储氢容器表面热流密度如图11所示。

图11 不同喷火口直径储氢容器表面热流密度分布

由图11可知，随着喷火口直径的增大，表面热流密度增大，喷火口直径为2 mm时，最大热流密度位于1#和3#气瓶之间的位置，喷火口直径为5 mm时，最大热流密度位于1#和2#气瓶之间，喷火口直径为10 mm时，最大热流密度位于2#和4#气瓶背面。

进行瞬态响应计算，不同喷火口直径条件下储氢容器内部氢气温度和压力随时间的变化如图12所示。可以看出，由于喷火口直径的增加气瓶表面热流密度增加，温度和压力随时间的上升速度增加。因此喷火口直径越大，高压储氢容器的危险程度越高。

(a)最大温度

4 安全等级分析

以上模拟计算的火灾场景，不同热辐射强度下会对高压储氢容器造成不同的损伤，本文研究对象为同一容器，因此在相同热辐射强度下，容器损伤程度相同，热辐射强度越大，容器越不安全，因此本文建立在该基础的情况下，从火灾热辐射强度的角度进行安全等级分析。根据火灾热辐射伤害准则等级表(见表4)[29]对高压储氢容器的安全等级进行分析，并将不同灾害参数下的容器最大热流密度和安全阀动作时间汇总如表5所示。

表4 火灾热辐射伤害准则等级

表5 不同灾害参数安全等级分析

我国“15分钟消防时间(900 s)”是规划消防站布局和建立城镇消防站的基本依据，上述模拟的几种火灾情况，储氢容器内部压力基本上在15 min内均能达到安全阀整定压力，一旦容器安全阀失效，容器很可能失效并发生灾难性的后果。

由表4可知，不同的喷火点A,B,C引发压力容器内部氢气压力到达安全阀整定压力的时间分别为222 s,201 s和198 s，损伤等级均为一级。B和C安全阀动作时间更短，因此泄漏点B和C比A危险性更高。对于不同的风速下，安全阀动作时间分别为222，343,1 773 s，损伤等级分别为一级，二级和三级。对于风速的影响，风速越大，高压储氢容器危险程度越低。对于不同的喷火口直径，安全阀动作时间分别为222，106，76 s，损伤等级均为一级，二级和三级，因此，喷火口直径越大，高压储氢容器危险程度越大。

5 结论

(1)实际加氢加油合建站最危险火灾场景为：高压储氢容器发生氢气泄漏，遇到点火源引发火灾。

(2)在本文假设的火灾场景条件下，高压储氢容器外壁面热流密度分布不均匀，从而导致容器和内部氢气温度分布不均匀，热流密度越高的区域，温度越高，其危险程度就越高。假设容器在安全阀动作之前未发生爆炸失效，容器在火烧222 s时到达安全阀整定压力。

(3)对本文假设的几种灾害参数进行火灾模拟，并对不同灾害参数下的容器安全等级进行分析，在本文假设的3种喷射点位置中，喷射点B和C的危险性高于A。风速越高，容器危险性越低。喷火口直径越大，容器危险性越高。