丁 鹏, 陈 威，任慧忠 ，周 禹

(1.航天低温推进剂技术国家重点实验室，北京100028；2.苏州大学 能源学院，江苏 苏州 215006)

0 引言

液氢是一种无色无味、高能、低温液体燃料。液氢/液氧推进剂由于具有无毒、无污染、低成本、高比冲和大推力等优势[1]，成为应用于大型运载火箭最广泛的一组推进剂。但是，液氢具有超低温(沸点20.228 K)、易汽化、易燃及易爆等特性，一旦发生泄漏， 极易与周围空气混合形成爆炸性蒸气云[2]。 如果遇到引火源将会引起火灾及爆炸, 所产生的爆炸冲击波伤害性极大。 对发射场航天推进剂的爆燃进行危害分析，预知爆炸源周围不同距离处的危险程度，从而划分出安全距离，提出相应预防措施，对保证航天发射场任务顺利实施、提高航天发射场安全意义极大。

对于航天发射场来说，液氢泄漏有两个主要原因[2]：一是液氢储罐、传输管道及阀门等处内外温差极大，容易导致材料变形从而引发泄漏；二是火箭未能按时发射时，在氢排管的对接过程中会产生泄漏。对于第一种情况，材料变形所产生的缝隙在短时间内不会扩大，因此在研究这类情况时通常把泄漏口等效成一定面积的圆孔；而氢排管对接过程中产生的缝隙大小则随着对接口的开关过程而产生动态变化，需根据实际结构和运行情况进行研究。

由于安全方面的原因，学者们对液氢泄扩散和爆的实验研究相对较少。1980年，NASA在墨西哥沙滩上做了液氢大量泄漏的实验[3]，目的是观察液氢大量迅速泄漏时氢气云团的形成过程。1988年，美国火灾科学国家重点实验室Shebeko等人对封闭空间氢气的泄漏扩散进行了实验研究[4]，发现射流动能是影响氢气扩散的主要因素。Gexcon实验室针对1980年NASA的实验进行了数值模拟研究[5-6]，并将模拟结果与实验数据进行的对比，验证了数值模拟方法的可行性。国内王青松等人对液氢泄漏的主要灾害形式进行了分析[7]，得出液氢在储罐内处于热平衡状态，一旦发生泄漏，内部热平衡状态被打破，可能造成沸腾液体膨胀蒸气爆炸(BLEVE)爆炸和急剧相变(RPT) 爆炸等物理爆炸。而泄漏的液氢会在在地面积聚成液池，同时气化。气化形成的氢气与空气混合，形成可燃蒸气云，在不同引燃条件下，可能发生爆燃、高速爆燃、爆轰和气运爆炸等化学爆炸。吴光中，李茂等人对氢气排放与扩散的过程进行了数值模拟[8-9]，得到了氢气排入大气的扩散特性及危险浓度的扩散分布。

本文对航天发射场液氢储罐泄漏扩散，包括相变过程中的传热传质进行了分析和计算，给出了液氢泄漏速度、完全气化时间、完全气化距离与泄漏口大小和泄漏压力等参数的变化规律，着重分析了泄漏压力和泄漏口大小对于泄漏过程的影响规律。并结合TNO多能法对液氢泄漏的具体案例进行了危害评估，并给出危害结果。

1 液氢泄漏扩散过程分析

1.1 液氢扩散过程理论分析

目前大多数学者对液氢燃烧集中在火箭发动机的性能和燃烧特性方面，对液氢安全研究还相对较少[10-12]。液氢的安全问题是个极其复杂的问题，但经过人们长时间不断的探索和研究，已经积累了一部分经验，其危险性主要表现为低温性、泄漏性和燃烧性三个主要方面。为了更好地研究发射场低温推进剂的泄漏扩散后的影响，将着重从液氢的泄漏危险性进行分析。根据对国内外多起航天发射场氢事故的分析可知，液氢泄漏大多是由于贮箱脆变、密封件及阀门损坏等导致泄漏引起的，液氢从高压储罐泄漏的扩散过程分为两个部分：液氢相变和氢气射流的扩散。本文对液氢储罐的泄漏扩散过程中的相变中的传热传质等过程进行情况进行了分析和计算，给出了液氢泄漏速度、完全气化时间、完全气化距离与泄漏口大小和泄漏压力等参数的变化规律，同时采用TNO多能法对液氢泄漏的具体案例进行了危害评估。由于液氢的沸点为20.228 K，一旦发生泄漏，会在常温环境中吸热并急剧气化而产生氢气。液氢泄漏后从大液滴逐渐衰减为小液滴，并最终变成氢气。液氢泄漏初期，射流动能是影响氢气扩散的主要因素[13]，浮力是后期的氢气云团形成的主导因素。

1.2 泄漏过程相变参数计算

液氢在常压下沸点为20.228 K，因此，其需要被冷却到很低的温度后才能以液态储存，储罐一旦破裂，泄漏出的液氢会在极短的时间内气化，大量吸收周围空间的热量，而使得周围的温度急剧降低。由于氧气和氮气的沸点都比氢气高，所以空气中会发生氧气、氮气的冷凝现象。同样，空气的湿蒸气也会在低温下冷凝。本章对液氢的泄漏扩散过程进行了简化，认为：

1)泄漏过程中只发生从液氢到氢气的相变过程，忽略了水蒸气的存在；

2)忽略了其他气体的相变过程；

3)模型只考虑组分扩散，不考虑闪蒸的情况(由于罐内的压力大于外界大气压，忽略闪蒸会对射流长度以及浓度分布有一定的影响)。

调查发现，参加霍童古镇旅游的人群中男性61人，占总人数的48.03%，女性66人，占总人数的51.97%。男女比例相差不大。

液氢从一个储罐的孔中泄漏，由于容器内压力较大，会使得液滴以较大速度喷射出来。考虑到泄漏口的摩擦、扰动等影响，需要对泄漏口直径进行修正，假设原直径为dJ，修正后的有效泄漏口直径为[14]：

(1)

式中：σJ为液氢的表面张力系数，N/m；ρa为周围空气的密度，kg/m3；ρJ是液氢泄漏时的密度，kg/m3。

对于液氢(高压低温)储罐[11]，当泄漏口处位于液相空间时，尽管液体泄漏过程中可能发生闪蒸但由于液体的流出阻力较大，内压下降速度缓慢，所以储罐中的液体不会发生蒸气爆炸。其泄漏速度可采用式(2)计算：

(2)

式中：pg为表压力,Pa；ρJ为液体泄漏时的密度，g/m3；gc为万有引力恒量；hL为液面高度,m;C0为泄漏系数，取值范围在 0.6～1 之间，当泄漏口为圆孔时取1[15]。由于液氢泄漏时，会先转化成大小不同的液滴，由于液滴越大，衰减越慢，因此，要研究液氢喷射出来的完全气化时间和完全气化距离只需要研究最大液滴的完全气化时间和完全气化距离。液滴的最大直径常用式(3)来求解[13]:

BoJπ2

(3)

BoJ≥π2

式中:β为常数，一般取0.3;BoJ,WeJ及LPJ分别为泄漏液体的邦德数、韦伯及韦伯-雷诺数；υJ为泄漏液体的运动粘度，m2/s。

(4)

当雷诺数大于5×105时，属于湍流，此时液滴的流动速度[16]为：

(5)

式中CD为球形表面的拉伸系数，取0.44。

液滴直径随时间的衰减率[13]：

(6)

式中hFB为膜态沸腾系数，W/m2·K。

对以上公式积分，可以得到最大直径液滴完全气化所需时间[16]：

(8)

式中：r为蒸发热，J/kg；T为空气温度，K；Tsat为液氢的饱和蒸汽压下的温度，K；hFB为膜态沸腾系数，W/m2K ；λ为氢气的导热系数，W/m·K；ρv为氢气的密度，kg/m3；υv为氢气的动力粘度，m2/s。λ，ρv及υv根据液氢与氢气的定性温度查得；ρJ根据液氢的温度查得。

1.3 液氢泄漏相变参数规律

假设储罐上游压力不变，对发生小孔泄漏的液氢储罐进行数值模拟分析。

首先假设泄漏口直径为0.02 m，泄漏口与液面处的距离为1 m，改变泄漏压力，泄漏速度和完全气化时间的变化情况如图1所示。根据公式(2)和公式(3)，在泄漏压力增大的情况下，液氢的瞬时泄漏速度增大，其喷射出的氢液滴的最大直径减小。而且液滴的完全气化时间与液滴直径成正比，因此，完全气化距离随泄漏压力的增大而减小。由图1可见，在泄漏压力增大的情况下，储罐内外压差增大，液氢泄漏时的动能增大，从而泄漏速度也随之增大。此时，泄漏口处的最大液滴直径变小，由液滴蒸发的D2定律，液滴蒸发时直径越小，蒸发速率越快，因此，液滴的完全气化时间随泄漏压力的增大而减小。

图1 泄漏压力对泄漏速度及完全气化距离的影响

1.3.1 泄漏口直径对泄漏的影响规律

假设泄漏压力恒为0.3 MPa，泄漏口与液面处的距离为1 m，其他条件不变。

图2 泄漏口大小对泄漏速度及完全气化距离的影响

1.3.2 液面高度对泄漏的影响规律

图3 泄漏液面高度对泄漏速度及完全气化距离的影响

2 爆炸危害分析

液氢泄漏后在储罐外蒸发，会形成可燃性的蒸气云，遇到点火源会发生燃烧甚至爆炸。氢气在空气的爆炸极限为4%～75%，氢气浓度低于4%或大于75%都会使得爆炸很难发生[17]。金军使用TNO多能法和TNT当量法对马鞍上市某一加气站储罐发生蒸气云爆炸事故进行了伤害半径的计算[18]，通过两种方法得出的结果互相验证了两种方法的准确性，在此基础上本文通过储罐区TNO多能法爆炸超压曲线和人员伤害得出的人员伤害拟合关系式(9)[15]：

(9)

假设某液氢储罐区宽65 m，上底124 m，下底150 m，高40 m；罐区中部有两个容量为300 m3的液氢储罐，液氢密度为70 kg/m3，气相时密度约为0.151 4 kg/m3，因阀门损坏导致液氢泄漏扩散形成了可燃蒸气云，泄漏时间为5 min。对不同泄漏压力和不同泄漏口大小以及不同泄漏液口位置下的人员伤害关系进行计算，得到如下变化规律，如图4所示。

由图4可见，当泄漏出的蒸气云体积小于受限空间体积时，由于泄漏压力越大，相同时间内泄漏出的液氢的量也越大、蒸气云体积越大，导致发生蒸气云爆炸的危害也越大，所以轻伤、重伤、死亡半径与泄漏压力的大小成正相关。随着压力越来越大，当泄漏的蒸气云体积大于受限空间体积时，根据多能法的理论，此时蒸气云体积等于受限空间体积，且不再发生改变，爆炸危害也不发生变化。

图4 泄漏压力不同时的爆炸危害评估

图5给出了泄漏口直径对爆炸危害的影响规律。根据式(2)，泄漏口直径的增大虽然对液氢的泄漏速度没有影响，但却会使泄漏的质量流量增大，从而使得相同时间内泄漏的液氢增多，受限蒸气云体积增大，蒸气云爆炸能量增大，爆炸波越强，对于人体的危害也越大。当直径大于0.06 m时，5 min内泄漏处的蒸气云体积大于受限空间体积，最大蒸气云体积不再发生变化，爆炸危害也不发生改变。

图5 泄漏口大小不同时的爆炸危害评估

根据式(2)和式(8)可知，泄漏口距离液面越远(液位高度越高)，液氢的泄漏速度越快，从而单位时间内泄漏量也越大。但泄漏口位置的变化对于液氢泄漏量的影响很小，所以由组图6可以看到，泄漏口与液面的距离越大，造成的爆炸危害越严重，但不同液面位置的人员伤害半径差值并不大。孙恩吉等人在对氨气泄漏进行数值模拟计算时，同样得到泄漏口位置对泄漏氨气扩散影响不大的结论[19]。孙晖等人基于蒙特卡洛模拟法和人员受伤风险等级表对液氨泄漏的蒸气云爆炸风险进行了评估[20]，得出了距离爆炸中心一定范围内发生人体伤害各级风险的概率曲线图，直观反映了不同范围内不同人体伤害的概率。但相较于TNO多能法，其模拟缺乏对泄漏空间受限情况的考虑。

液氢的泄漏速度很快，如不能及时发现泄漏，将造成很严重的泄漏事故，一旦遇到点火源，还会导致蒸气云爆炸。根据液氢的这种特性，可以有以下几种预防手段：

1)最大化减少使用法兰的使用;

2)保证使用的所有的结构材料都能适应低温环境，以此来确保管道、容器、贮箱等绝热性良好；

3)增强检测强度，在易发生泄漏的区域安装气体浓度监测器以及报警器，确保做到早发现、早排除、早控制尽；

4)明火、静电火花、电火花、机械火花、冲击生热、摩擦生热等潜在点火源要做到消除，把出现火源的可能性控制到最小；

5)要避免汽化气体积存，如氢气和氧气的积存，随时做好通风排气等一系列举措。

图6 泄漏口位置不同时的爆炸危害评估

3 总结

本文对液氢泄漏后的相变情况进行了分析，并运用 TNO多能法对爆炸危害进行了评估，得到了以下结论：

1)液氢的泄漏速度随泄漏口压力和泄漏口直径的增大而增大，完全气化时间随泄漏压力的增大而减小，随泄漏口直径的增大而增大。

2)在泄漏口流量系数C0不变的情况下，液氢泄漏速度不随泄漏口直径的增大而改变。

3)泄漏口的位置距离液面越远，液氢泄漏速度越大，完全气化时间越小，但泄漏口位置对泄漏速度和完全气化时间的影响较小。

4)当泄漏出的蒸气云的体积小于受限空间体积时，泄漏口压力越大，泄漏口越大，液氢的泄漏量也越大，从而蒸气云爆炸的危害越大。