纵向通风作用下隧道内氢泄漏爆炸隐患分析

谢永亮; 吕娜

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20220222

纵向通风作用下隧道内氢泄漏爆炸隐患分析

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20220222

谢永亮,
吕娜

西南交通大学机械工程学院，四川成都 610031

基金项目: 四川省科技厅应用基础研究（2022NSFSC1912）

详细信息

作者简介:
谢永亮（1986—），男，副教授，博士，研究方向为新能源与交通安全，E-mail：yongliangxie17@163.com

中图分类号: TK91
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出版历程
- 收稿日期: 2022-04-02
- 修回日期: 2022-09-26
- 网络出版日期: 2023-10-12
- 刊出日期: 2022-10-13

Explosion Hazard Analysis of Leaked Hydrogen in Tunnels Under Longitudinal Ventilation

School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

摘要

摘要:
为研究纵向通风能否有效控制隧道中泄漏氢气的扩散以及降低可燃氢云的超压危害，本文以一长100 m的方形隧道为研究对象，利用FLUENT软件对隧道内氢气泄漏扩散现象进行数值模拟，基于可燃氢云爆炸超压对人和建筑物的危害分级，分析纵向通风降低隧道内氢气泄漏爆炸危害性的作用效果. 研究结果表明：计算工况下，隧道内发生氢气射流火灾时的纵向风速范围为6.5～8.0 m/s；纵向通风能够有效控制隧道内氢气的泄漏和扩散，但不能完全消除隧道氢泄漏爆炸的可能性和危害性.
- 氢能 /
- 隧道火灾 /
- 爆炸 /
- 数值模拟 /
- 纵向通风 /
- 临界风速
Abstract:
In order to investigate whether longitudinal ventilation can effectively control the diffusion of leaked hydrogen in tunnels and reduce the overpressure hazards of flammable hydrogen clouds, a square tunnel with a length of 100 m was studied. The hydrogen leakage and diffusion process in the tunnel were numerically simulated by using FLUENT software. Based on the classification of damage of combustible hydrogen cloud explosion overpressure to people and buildings, the effect of longitudinal ventilation on reducing the harm of hydrogen leakage and explosion in the tunnel was analyzed. The results show that under calculated conditions, the longitudinal ventilation velocity in the case of a hydrogen jet fire in the tunnel is 6.5–8.0 m/s. Longitudinal ventilation can effectively control the leakage and diffusion of hydrogen in the tunnel, but it fails to eliminate the explosion possibility and harm of hydrogen leakage in the tunnel.
- hydrogen fuels /
- tunnel fire /
- explosion /
- numerical simulation /
- longitudinal ventilation /
- critical ventilation velocity

HTML全文

氢能被视为21世纪最具发展潜力的能源之一，是实现“碳达峰、碳中和”的重要支撑. 其中，氢能在交通运输上的应用是目前各国氢能发展与研究的热点. 美国在21世纪初便开始了氢能动力载运工具的发展；日本丰田旗下的氢燃料汽车已经进入量产阶段，其产能拟在两年内扩大10倍^[1]. 受益于中央和各地方政府的扶持与补贴政策，我国氢燃料汽车的研发和生产取得了迅速发展，预计于2030年前后实现氢燃料汽车的市场化，氢燃料电池汽车保有量超过100万辆^[2].

高压气态储氢因成本较低且技术成熟，是商业化氢燃料汽车最常用的储氢方式. 然而，如果配有高压储氢罐的氢动力汽车在隧道狭长空间中发生车祸，很可能导致储氢罐内氢气的泄漏并引发严重的安全问题. 高度易燃且密度较低的氢气会迅速在隧道中扩散积聚，与空气形成易燃混合物，遇到明火或高温极易发生火灾甚至爆炸事故，而爆炸产生的压力波和高温会给消防救援和隧道结构带来严重后果. Krause等^[3]对当量比为1的氢气-空气混合气体在不同半径的聚乙烯薄膜半球中的爆燃进行了研究，实验测得半径为1.53 m的氢气云爆炸火焰的最大传播速度是43 m/s，半径为10.00 m的氢气云爆炸火焰最大传播速度为84 m/s. 陈长坤等^[4]对比了某公路隧道内化学计量浓度下等热当量的氢气和丙烷的爆炸过程发现，氢气反应速率比丙烷快，且爆炸后产生的超压最大可达451 kPa，将对隧道内人员造成严重伤害.

氢气爆炸过程也受多种因素影响，如氢气浓度、点火情况、纵向通风、隧道坡度等. Groethe^[5]在一个长78.5 m模型隧道中进行了不同浓度的氢气空气混合物的爆炸实验，对隧道有无纵向通风的情况进行了氢气泄漏研究，并考虑了车辆阻塞比的影响，实验结果表明，隧道对氢气的限制增加了其危险性，适当的通风可以有效降低氢气泄漏时发生爆炸的几率. Mukai等^[6-7]使用数值模拟软件研究了2%和5% 2种隧道纵向坡度下恒定泄漏氢气的扩散特性，并探讨了隧道长度、通风对氢气积聚的影响. Bie等^[8]利用FLUENT软件，研究了隧道不同通风条件、点火延迟时间对隧道内高压氢气流动特性和可燃氢云爆炸超压的影响，结果表明，纵向通风可以显著降低氢气泄漏时车辆周围的危险性.

然而，隧道氢气爆炸试验由于其安全性难以开展，相关实验需要特别的场地与安全防护措施. 考虑化学反应的大规模CFD （computational fluid dynamics）燃烧计算也需要巨大的计算资源. 因此，能够在有限计算资源的条件下，快速地评价爆炸危害性具有重要意义. 综上所述，本文以一长100 m的方形隧道为研究对象，利用FLUENT软件对隧道内氢泄漏过程进行数值模拟，基于可燃氢云爆炸超压与氢气当量比的数值关系分析了纵向风速对隧道内氢泄漏爆炸危害性的作用效果，为优化隧道火灾通风设计提供参考.

1. 物理模型及理论基础

纵向通风是广泛应用的低成本隧道火灾防控通风技术方案. 随着氢载运工具的逐步普及，氢相关的隧道火灾势必不可避免，“纵向通风能否成功地对氢隧道火灾进行防控”成为了一个急需解决的问题. 作为基础研究，本文选择简化的隧道火灾工况，初步探索纵向通风对于氢泄漏爆炸危害性防控的效果. 故本实验氢泄漏发生在一长100 m，宽和高均为5 m的正方形截面隧道中. 氢燃料汽车尺寸为4.5 m（长）×1.4 m（宽）×1.8 m（高），布置在距离隧道入口40 m处. 氢气泄漏口位于车尾，考虑了氢燃料汽车翻转后射流火垂直向隧道天花板喷射的情况^[9]，如图1所示. 氢气考虑为理想气体，扩散系数设置为6.1×10⁻⁵.

图 1 隧道外形（单位：m）

Figure 1. Tunnel outline (unit: m)

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高压储氢罐的温度驱动泄压装置（TPRD）是氢燃料汽车火灾时氢气泄漏的关键位置，但目前商用高压储氢罐TPRD的最大孔径仅能达到6 mm^[9]，如果直接以实际泄漏口进行高压氢气射流火的数值模拟，需要非常紧密的网格才能捕捉其燃烧特性，要求计算机有极高的性能. 虚喷管模型是一种有效解决小泄漏口问题的方法，通过使用伪直径代替实际泄漏口直径能够很好地模拟小泄漏口尺寸射流火的各项特点^[10]. 因此，参考美国Sandia国家实验室相关实验中的TPRD直径^[9]，泄漏口直径取2.25 mm. 根据虚喷管模型假设可以得出氢气射流火的模拟工况参数及实际工况参数，见表1.

表 1 氢气泄漏参数

Table 1. Hydrogen leakage parameters

参数	实际工况	伪直径状态
直径/mm	2.25	31.05
温度/K	300	300
压力/MPa	70.0	0.1
质量流率/（kg·s⁻¹）	0.13	0.13

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1.1 可燃气云爆炸冲击波超压危害分级

可燃气云爆炸对人员的伤害以冲击波超压和热辐射伤害为主，其中以爆炸冲击波的危害最为严重. 爆炸超压冲击波对人员和建筑的危害分级见表2、3.

表 2 爆炸冲击波超压对人员的伤害^[11]

Table 2. Damage of explosion shock wave overpressure to personnel^[11]

等级	超压/MPa	对人员的伤害情况
LA1	(0.02，003]	轻微损伤
LA2	(0.03，0.05]	听觉器官损伤或骨折
LA3	(0.05，0.10]	内脏严重损伤或死亡
LA4	>0.10	大部分人员死亡

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表 3 爆炸冲击波超压对建筑物的破坏^[11]

Table 3. Damage of explosion shock wave overpressure to buildings^[11]

等级	超压/MPa	对建筑物的破坏情况
LB1	(0.07，0.10]	砖墙倒塌
LB2	(0.10，0.20]	防震钢筋混凝土破坏，小房屋倒塌
LB3	(0.20，0.30]	大型钢架结构破坏

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1.2 氢气爆炸危害性研究方法

已有学者对氢气爆炸超压与当量比的关系进行研究，并得出规律性的结论. Zhang^[12]在一个3 m长的管道中进行了氢气-空气混合物的爆燃实验，研究了当量比和破膜厚度等因素对爆燃的影响. 得到了实验中冲击波引起的压力峰值随当量比的变化规律，发现在当量比附近的可燃氢气云爆炸超压最大，而在可燃极限附近的可燃氢气云的爆炸超压相对较小.

氢气的燃烧极限为4.0%～75.0%，所对应的当量比范围为0.099～7.140. 当隧道内发生氢泄漏事故时，可燃范围内的氢气体积大小可以间接反映隧道内泄漏氢气爆炸的可能性. 但由于可燃氢云的浓度受纵向风速的影响会分布不均匀，而不同氢气-空气当量比对人和隧道建筑物带来的危害程度亦有所差异，会存在具有相同可燃氢气体积但不同爆炸破坏等级的情况，从而导致爆炸危害性不同.

因此，以隧道火灾临界风速的概念为启发，基于表2和表3中气体爆炸冲击波超压对人员及建筑的危害程度分级，结合Zhang等^[12]研究得到的氢气爆炸冲击波超压与当量比的关系，搭建可燃氢气当量比与气体爆炸冲击波危害分级的联系，结果见表4. 最终，统计出不同纵向风速下，隧道内各危害等级所包含的可燃氢云体积大小，以此来评估隧道泄漏氢气的爆炸危害程度，体积越小，危害性也越低.

表 4 可燃氢气当量比范围

Table 4. Combustible hydrogen equivalence ratio range

等级	可燃氢气当量比范围	爆炸极限/%
LA1	[0.309，0.341]	[11.5，12.5]
LA2	(0.341，0.395]	(12.5，14.2]
LA3	(0.395，0.493]	(14.2，17.2]
LA4	(0.493，7.14]	(17.2，75.0]
LB1	[0.439，0.493]	[15.6，17.2]
LB2	(0.493，0.677] (2.413，3.57]	(17.2，22.2] (50.3，59.9]
LB3	(0.677，0.933] (1.749，2.413]	(22.2，28.2] (42.4，50.3]

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2. 隧道氢泄漏数值计算方法

2.1 控制方程

隧道内氢气射流是一个多组分非稳态的湍流流动过程. 流场中的参数遵循基本守恒定律（质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒定律及组分质量守恒定律），具体的方程如式（1）所示^[13].

$\begin{split} &\frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + \frac{{\partial (\rho {u_x})}}{{\partial x}} + \frac{{\partial (\rho {u_y})}}{{\partial y}} + \frac{{\partial (\rho {u_\textit{z}})}}{{\partial \textit{z}}} = 0\text{，}\\ & \frac{{\partial (\rho {u_x})}}{{\partial t}} + \frac{{\partial \left( {\rho {u_x} {\boldsymbol{u}}} \right)}}{{\partial x}} = - \frac{{\partial p}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {\tau _x}_x}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {\tau _{yx}}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {\tau _\textit{z}}_x}}{{\partial \textit{z}}} + \rho {f_x}\text{，}\\ & \frac{{\partial (\rho {u_y})}}{{\partial t}} + \frac{{\partial \left( {\rho {u_y} {\boldsymbol{u}}} \right)}}{{\partial y}} = - \frac{{\partial p}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {\tau _x}_y}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {\tau _{yy}}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {\tau _\textit{z}}_y}}{{\partial \textit{z}}} + \rho {f_y}\text{，}\\ & \frac{{\partial (\rho {u_\textit{z}})}}{{\partial t}} + \frac{{\partial \left( {\rho {u_\textit{z}} {\boldsymbol{u}}} \right)}}{{\partial \textit{z}}} = - \frac{{\partial p}}{{\partial \textit{z}}} + \frac{{\partial {\tau _x}_\textit{z}}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {\tau _{y\textit{z}}}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {\tau _{{\textit{z}}\textit{z}}}}}{{\partial \textit{z}}} + \rho {f_\textit{z}}\text{，}\\ & \frac{\partial (\rho E)}{\partial t} + \nabla \cdot \left[{{\boldsymbol{u}}}(\rho E + p)\right]=\\ & \quad \nabla \cdot [{k}_{{\rm{eff}}}\nabla T - {\displaystyle \sum _{i}{h}_{i}{J}_{i} + ({\tau }_{{\rm{eff}}} \vec{u})}] + {S} _{E} \text{，}\\ & \frac{{\partial \left( {\rho {Y_m}} \right)}}{{\partial t}} + \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho {u_i}{Y_m}} \right) = \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {{D_m}\frac{{\partial (\rho {Y_m})}}{{\partial {x_i}}}} \right]\text{，} \end{split}$

式中： $\rho$ 为流体密度，kg/m³； $t$ 为时间，s； ${u_x}、u_y、u_{\textit{z}}$ 分别为速度u在x、y、z上的分量，m/s； $p$ 为流体微元体上的压力，Pa； ${\tau _{xx}}、{\tau _{yy}}、{\tau _{{\textit{z}}{\textit{z}}}}$ 分别为黏性应力在x、y、z的分量，Pa； ${f_x}、{f _{y}}、{f_\textit{z}}$ 分别为x、y、z上重力加速度，m/s²； $E$ 为总能量，J/kg； ${k_{{\text{eff}}}}$ 为流体有效传热系数，W/（m·K）； ${h_i}$ 为组分i的焓值，J/kg； ${J_i}$ 为组分i的扩散通量； ${S_{\text{E}}}$ 为用户自定义源项； ${Y_m}$ 为组分m的体积系数，%； ${u_i}$ 为i上的速度分量，m/s； ${D_m}$ 为组分m的扩散系数，m²/s； ${\tau _{{\rm{eff}}}}$ 为切应力，Pa.

本文采用Realizable k-ε （k为湍流动能，ε为湍流耗散率）模型，该模型由于对标准k-ε模型进行了浮力项的修正，能够很好地预测圆孔射流^[14]. 同时，采用理想气体定律并考虑可压缩流动来计算高压氢气泄漏产生的湍流. 此外，在计算过程中，利用Coupled耦合算法可实现完整的压力-速度耦合，控制方程采用二阶迎风格式进行离散化. 根据参考文献[15]的结果可以证明，利用Fluent的上述模型和控制方程进行氢气泄漏计算相对准确，如图2所示.

图 2 氢气泄漏实验和计算结果对比^[15]

Figure 2. Hydrogen leakage results obtained from experiments and calculations^[15]

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采用ANSYS ICEMCFD绘制结构化网格建模，对于氢气泄漏口湍流变化明显的区域进行了网格加密以提高模拟的准确性，如图3所示. 选择了176万、249万和324万3种不同的网格数量对氢气泄漏扩散进行了无关性验证，如图4所示. 可以看出，当网格数在249万时，模拟已能够准确地获得氢气的泄漏量. 考虑计算资源的限制，因此，选择249万的网格进行模拟计算.

图 3 网格加密区

Figure 3. Mesh refinement area

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图 4 网格无关性

Figure 4. Grid independence

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2.2 初始条件和边界条件

初始条件：采用三维瞬态求解器进行计算，隧道初始温度和压力分别设置为300 K和101325 Pa，重力加速度为9.81 m/s².

边界条件：隧道入口为速度进口（velocity-inlet），以便设置不同通风速度，初始温度为300 K，相对大气压为0；隧道出口设置为压力出口边界条件，温度为300 K，相对大气压为0. 隧道壁面使用无滑移边界条件；氢气泄漏口为质量流量入口（mass flow inlet）.

3. 隧道氢泄漏爆炸危害分析

3.1 纵向风速对隧道氢泄漏爆炸可能性的影响

3.1.1 上游可燃氢云分布随风速的变化

不同风速下，隧道中轴线纵断面处可燃氢云的分布情况如图5所示. 氢气从泄漏口喷出后，由于具有较高的动量，使得氢气快速喷向隧道顶壁，并沿隧道两侧纵向扩散，在隧道顶壁下方积聚. 受纵向通风的影响，氢气在隧道顶壁下方的扩散不再对称. 当纵向风速u为1.0 m/s时，氢气泄漏口上游存在可燃氢云的少量积聚，但下游隧道基本充满可燃氢云，具有更大的爆炸可能性.

图 5 隧道中轴线纵断面处可燃氢云分布随纵向风速的变化

Figure 5. Variation of combustible hydrogen cloud distribution with longitudinal ventilation velocity at longitudinal section of tunnel central axis

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随着纵向风速的增加，氢气射流逐渐往下游弯曲，隧道顶壁下方可燃氢云的积聚也逐渐减少，说明纵向通风可以有效削弱隧道顶壁下方的氢气积聚. 当纵向风速为6.0 m/s时，氢气泄漏口上游基本没有可燃氢云积聚，上游氢气与空气混合爆炸的风险得到有效降低，结合临界风速的概念，将此风速作为使得上游没有可燃氢云分布的临界风速.

氢气泄漏口横断面处可燃氢云分布随纵向风速的变化情况如图6所示. 当纵向风速为1.0 m/s时，可燃氢云非常接近隧道地面. 当纵向风速增加到8.0 m/s后，泄漏口附近的可燃氢云分布范围明显缩小，也证明了纵向通风可以有效削弱车辆泄漏口附近区域可燃氢云的积聚，降低爆炸发生的可能性.

图 6 氢气泄漏口横断面处可燃氢云分布随纵向风速的变化

Figure 6. Variation of combustible hydrogen cloud distribution with longitudinal ventilation velocity at cross section of hydrogen leakage port

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3.1.2 隧道内可燃氢云体积随风速的变化

可燃极限内氢气云的体积大小可以反应泄漏氢气爆炸的可能性. 在不同纵向风速下，隧道内处于可燃极限内的氢气云体积如图7所示. 当纵向风速为2.2 m/s时，隧道内的可燃氢云体积约为219.15 m³，极易发生爆炸. 而2.0～3.0 m/s的纵向风速是我国公路隧道火灾中常用的临界风速，但在此风速下，隧道内泄漏氢气依然具有较高的爆炸风险.

图 7 可燃极限内氢气云体积随纵向风速的变化

Figure 7. Variation of hydrogen cloud volume with longitudinal ventilation velocity in flammability limit

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继续增加纵向风速可以发现，可燃氢云的体积随着纵向风速的增加而逐渐减少，但纵向风速增加到一定程度后，可燃氢云的体积不再改变，基本维持在恒定值25 m³左右. 由此说明，纵向通风消除隧道氢泄漏爆炸可能性的作用有限，仅能在一定范围内有效发挥. 观察模拟结果得出：隧道内可燃氢云体积不再发生变化的临界风速为8.0 m/s.

3.2 纵向风速对隧道氢泄漏爆炸危害性的影响

图8（a）给出了对人伤害情况下，不同危险级别对应的可燃氢云体积随纵向风速的变化情况. 随着纵向风速的增加，LA1～LA4对应的氢气体积都呈现逐渐下降的变化趋势，说明隧道纵向通风对降低不同伤害等级的危害性都有效果. 比如纵向风速为2.0 m/s时，危害等级最低的LA1对应的可燃氢气云体积最多，在0.8 m³左右，而危害等级最高的LA4对应的可燃氢气云体积最少，在0.4 m³左右，这说明可燃氢云的爆炸危害性主要以低风险等级为主. 当纵向风速增加到8.0 m/s时，不同危害级别的可燃氢云体积最终趋于一个大于0的稳定值，不再对风速的变化敏感，说明仅靠纵向通风并不能完全消除隧道氢泄漏爆炸的危害性.

图 8 不同危险级别对应的可燃氢云体积随纵向风速的变化

Figure 8. Variation of combustible hydrogen cloud volume corresponding to different hazard levels with longitudinal ventilation velocity

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在建筑物的破坏分级上，如图8（b）所示，呈现出与人的伤害分级结果相同的规律. 泄漏氢气的爆炸危害性仍然随着纵向风速的增加而降低，纵向风速较小的时候，可燃氢云的体积最大，最容易发生爆炸，危害性也最强. 此外，破坏等级LB1与LB2的可燃氢云体积变化规律基本相同，两者的可燃氢云体积大小也相差不多，说明破坏等级LB1与LB2发生的可能性接近. 而能够使大型钢架结构遭到破坏的LB3等级对应的可燃氢气云体积最小，相对不易发生.

由3.1节的分析结果可知，使得上游没有可燃氢云分布的临界风速为6.0 m/s，使得隧道内可燃氢云的体积不再发生变化的临界风速为8.0 m/s. 观察这2个临界风速所对应的爆炸危害性差异，以分析继续增加纵向风速对降低隧道内氢泄漏的爆炸危害性是否还有意义.

在人的伤害分级上，4个伤害等级对应的可燃氢云体积都随纵向风速的增加而逐渐减小，如图7所示. 当纵向风速在5.0 m/s时，危害等级LA3和LA4对应的可燃氢云体积骤降，而后基本趋于稳定；然而，纵向风速增加到6.5 m/s时，危害等级LA1和LA2对应的可燃氢云体积才发生骤降，而后降低趋势减小；当纵向风速为8.0 m/s时，4个危害等级所对应的可燃氢云体积大小基本不再发生变化. 由此说明，对于危害等级较高的LA3和LA4而言，纵向风速增加到5.0 m/s后，纵向风速降低可燃氢云体积大小的效果不再明显. 而降低LA1和LA2的危害性，需要6.5 m/s的纵向风速才能使可燃氢云体积大小不再随风速发生显著变化，由此可知，6.5～8.0 m/s是可以接受的临界风速值.

4. 结　论

1）纵向通风可以有效控制隧道内泄漏氢气的扩散. 泄漏氢气爆炸的可能性和危害性随纵向风速的增加而降低，最终趋于稳定. 但仅靠纵向通风不能完全消除隧道内氢泄漏爆炸的可能性和危害性.

2）推荐使用纵向通风临界速度值为6.5～8.0 m/s，作为隧道内氢泄漏爆炸事故的通风控制策略. 该风速下氢气泄漏口上游无氢气回流，泄漏氢气的爆炸可能性和危害性也得到有效控制，继续增加纵向风速只会增加救援成本.

图 1 隧道外形（单位：m）

Figure 1. Tunnel outline (unit: m)

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图 2 氢气泄漏实验和计算结果对比^[15]

Figure 2. Hydrogen leakage results obtained from experiments and calculations^[15]

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图 3 网格加密区

Figure 3. Mesh refinement area

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图 4 网格无关性

Figure 4. Grid independence

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图 5 隧道中轴线纵断面处可燃氢云分布随纵向风速的变化

Figure 5. Variation of combustible hydrogen cloud distribution with longitudinal ventilation velocity at longitudinal section of tunnel central axis

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图 6 氢气泄漏口横断面处可燃氢云分布随纵向风速的变化

Figure 6. Variation of combustible hydrogen cloud distribution with longitudinal ventilation velocity at cross section of hydrogen leakage port

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图 7 可燃极限内氢气云体积随纵向风速的变化

Figure 7. Variation of hydrogen cloud volume with longitudinal ventilation velocity in flammability limit

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图 8 不同危险级别对应的可燃氢云体积随纵向风速的变化

Figure 8. Variation of combustible hydrogen cloud volume corresponding to different hazard levels with longitudinal ventilation velocity

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表 1 氢气泄漏参数

Table 1. Hydrogen leakage parameters

参数	实际工况	伪直径状态
直径/mm	2.25	31.05
温度/K	300	300
压力/MPa	70.0	0.1
质量流率/（kg·s⁻¹）	0.13	0.13

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表 2 爆炸冲击波超压对人员的伤害^[11]

Table 2. Damage of explosion shock wave overpressure to personnel^[11]

等级	超压/MPa	对人员的伤害情况
LA1	(0.02，003]	轻微损伤
LA2	(0.03，0.05]	听觉器官损伤或骨折
LA3	(0.05，0.10]	内脏严重损伤或死亡
LA4	>0.10	大部分人员死亡

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表 3 爆炸冲击波超压对建筑物的破坏^[11]

Table 3. Damage of explosion shock wave overpressure to buildings^[11]

等级	超压/MPa	对建筑物的破坏情况
LB1	(0.07，0.10]	砖墙倒塌
LB2	(0.10，0.20]	防震钢筋混凝土破坏，小房屋倒塌
LB3	(0.20，0.30]	大型钢架结构破坏

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表 4 可燃氢气当量比范围

Table 4. Combustible hydrogen equivalence ratio range

等级	可燃氢气当量比范围	爆炸极限/%
LA1	[0.309，0.341]	[11.5，12.5]
LA2	(0.341，0.395]	(12.5，14.2]
LA3	(0.395，0.493]	(14.2，17.2]
LA4	(0.493，7.14]	(17.2，75.0]
LB1	[0.439，0.493]	[15.6，17.2]
LB2	(0.493，0.677] (2.413，3.57]	(17.2，22.2] (50.3，59.9]
LB3	(0.677，0.933] (1.749，2.413]	(22.2，28.2] (42.4，50.3]

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参考文献(15)

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施引文献

期刊类型引用(4)

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