火灾下高压储氢瓶破裂爆炸波与可变形防护屏障相互作用的CFD-FEM耦合模拟

《Process Safety and Environmental Protection》：High-pressure hydrogen tank rupture in a fire: Coupled CFD–FEM simulations of blast wave mitigation using a protective barrier

　　

本研究旨在开发一种CFD-FEM模型，在LS-DYNA软件中模拟高压储氢瓶火灾破裂产生的爆炸波与防护墙之间的耦合流固相互作用（FSI）。模拟采用守恒元与解元（CESE）可压缩流体求解器，并通过浸入边界法（IBM）与结构有限元法（FEM）求解器耦合。模拟针对激波管问题进行了验证，并针对35 MPa氢气瓶火灾破裂实验进行了验证。该模型再现了激波管中的起始激波和稀疏波，以及氢气瓶火灾破裂后的爆炸波。研究人员研究了火区包络及其温度对激波特性的影响。所提出的CFD-FEM耦合方法通过预测爆炸波动力学并量化防护屏障缓解性能，推进了氢储存系统的危害与后果评估。耦合FSI模拟表明，在可变形防护墙后方阴影区域超压显著降低，为保护人员和周边基础设施提供了实用框架。

研究背景与问题：压缩氢储存系统（Compressed Hydrogen Storage Systems, CHSS）通常工作在35–70 MPa，是氢能部署的关键，其安全是公众接受和广泛采用的障碍。火灾场景分析是识别、评估和缓解氢火灾风险的有效框架。CHSS破裂快速释放能量，产生爆炸波和火球，可导致人员、设备和结构级联失效。GTR#13和R134提出火灾暴露条件下CHSS性能要求，但灾难性失效仍是研究重点。实验方面，Weyandt研究了开放大气中IV型高压氢瓶火灾破裂后的爆炸波衰减；Zalosh和Weyandt研究了III型瓶车下破裂碎片和抛射物；Tamura等测试70 MPa车用气瓶火灾，确认更高压力产生更严重超压、火球和碎片。Makarov等研究防火等级（Fire Resistance Rating, FRR）及温度驱动压力泄放装置（Thermally Activated Pressure Relief Device, TPRD）阻塞或失效时的破裂时间；Kashkarov和Molkov强调比热释放率（HRR/A）在GTR#13火灾测试中的意义。爆炸波建模方面，Molkov和Kashkarov建立理论框架；Molkov等提出CFD模型，显示接触面氢燃烧影响爆炸波强度；Myilsamy和Oh用OpenFOAM，Gawale等验证LS-DYNA CESE。但CFD单独不能捕捉结构响应；刚性边界忽略能量耗散和结构变形，会高估爆炸超压。显式CFD-FEM双向耦合是必要途径，但计算成本高。防护屏障方面，Park和Kim实验证实2 m高、10 m长屏障可衰减爆炸压力达90%并阻止碎片传播。现有研究多依赖刚性屏障CFD或TNT当量，TNT当量假设瞬时能量释放、忽略持续燃烧，误差较大。关键空白是：尚无耦合CFD-FEM模拟火灾诱导高压罐破裂，量化可变形防护墙超压降低和结构动力响应。因此，研究人员开发LS-DYNA耦合FSI框架，验证CESE，验证CFD，评估屏障，并研究高度和宽度影响。其意义在于为氢安全性能化设计和法规、规范与标准更新提供依据。

关键技术方法：采用ANSYS LS-DYNA，集成守恒元与解元（CESE）可压缩流体求解器、有限速率化学和结构有限元法（FEM），通过浸入边界法（IBM）双向耦合。先用1×1×20 m高压氢-空气激波管验证，驱动段H₂为70 MPa(g)、300 K，被驱动段空气为0.1 MPa(a)、300 K，并进行CFL和网格敏感性分析。验证实验数据来自美国西南研究院Weyandt火烧实验：72.4 L IV型氢瓶，无TPRD，初始34.3 MPa、300 K，丙烷燃烧器HRR=370 kW（HRR/A=1.63 MW/m²），破裂前35.7 MPa、312.15 K，6 min 27 s破裂，传感器位于1.9、4.2、6.5 m及轴向4.2 m。计算域为半球20 m、8.3 M控制体。结构墙为5 mm钢，距罐2 m，墙A为2×5 m、墙B为4×5 m、墙C为2×10 m，采用*MAT_015 Johnson-Cook。计算在128核CPU、MPP/MPI下完成。

研究结果：
4.1 CFD simulations of discontinuity decay in the high-pressure shock tube（高压激波管中不连续衰减的CFD模拟）
4.1.1 Theoretical calculations（理论计算）：通过理论计算获得起始激波压力、激波速度、激波后温度和稀疏波速度，作为CFD比较基准。非量纲起始激波超压P?_st为75，维超压为7.6 MPa，激波马赫数为8.04，激波速度为2786 m/s，激波后温度为3570 K。
4.1.2 CFL sensitivity analysis（CFL敏感性分析）：通过不同CFL数模拟，CFL=0.1时起始激波压力仅5.8 MPa，显著低于理论值；CFL=0.5–2.0预测7.8–7.9 MPa，偏差为+2.6%至+3.9%；选择CFL=0.7兼顾稳定性和效率。
4.1.3 Grid sensitivity analysis（网格敏感性分析）：通过粗、中、细网格模拟，粗网格激波前缘抹平、压力偏低；中网格0.8 M控制体和细网格3.2 M控制体压力分布几乎重合，温度峰值随细化更尖锐；选用0.8 M控制体网格。
4.1.4 Pressure and temperature dynamics（压力与温度动力学）：通过非反应流模拟，观察到右行激波、左行稀疏波和接触面；激波后温度达2806 K，比理论值3570 K低21%，归因于有限激波厚度、数值扩散和内能自由度。
4.1.5 Verification of simulations against theoretical shock pressure, shock velocity and rarefaction wave velocity（模拟对理论激波压力、激波速度和稀疏波速度的验证）：通过CFL 0.1–2.0比较，CFL=0.7/0.9稀疏波速为1357 m/s，偏差+3.3%；CFL=2.0为1286 m/s，偏差-1.9%；CFL=0.7/0.9激波速度为2800 m/s，与理论2786 m/s差0.5%；起始激波压力除CFL=0.1外接近理论值。CESE求解器得到验证。

4.2 Validation of the CESE simulations of blast wave dynamics after tank rupture in a fire（火灾中罐破裂后爆炸波动力学的CESE模拟验证）
4.2.1 Pressure dynamics: validation of simulations against experimental data（压力动力学：模拟对实验数据的验证）：通过与实验比较，P₁处1.9 m模拟332 kPa，实验300 kPa，偏差+10.7%；P₂处4.2 m为88 kPa对83 kPa，偏差+6.0%；P₃处6.5 m为42 kPa对41 kPa，偏差+2.4%；轴向P₄处4.2 m为72 kPa对62 kPa，偏差+16.1%。再现二次地面反射峰但稍延迟，归因于缺少燃烧器和盘几何。工程精度可接受。
4.2.2 Blast wave dynamics（爆炸波动力学）：通过场分布模拟，0.2 ms接触面出现OH，表明氢-空气反应；反应产物温度约2780 K；H₂O质量分数显示水生成；近场机械能贡献和化学能贡献被捕捉。
4.2.3 Grid sensitivity analysis（网格敏感性分析）：通过粗2.3 M、中8.3 M、细15.9 M控制体模拟，粗网格低估实验超压且缺失第二峰，脉冲高估；中、细网格几乎一致；中网格15 ms计算19 h 25 min，细网格10 ms计算35 h 35 min；选中网格。
4.2.4 Effect of fire size on shock parameters（火区尺寸对激波参数影响）：通过无火、小火、大火比较，P₁峰值范围为332–343 kPa，峰值时间相似；火区存在不是点火必需，尺寸主要影响二次峰。
4.2.5 Effect of fire temperature on shock parameters（火区温度对激波参数影响）：通过600、900、1500、2400 K比较，600–1500 K影响较小，2400 K峰值达360 kPa，比实验峰值高13.5%；600–900 K最匹配实验，推荐900 K。

4.3 Coupled CFD-FEM simulations of FSI: the blast wave interaction with a protective wall（FSI耦合CFD-FEM模拟：爆炸波与防护墙相互作用）
4.3.1 Effectiveness of protective barrier（防护屏障有效性）：通过自由场与三种墙比较，S₁处墙后超压从255 kPa降至<5 kPa；S₂–S₄逐渐升高，但墙A<16 kPa、墙B<8 kPa、墙C<10 kPa；近场降低98–99%和93–95%，远场降低77–89%和69–83%；墙B（4×5 m）总体最佳，墙C次之，墙A再次；高度主要控制墙后缓解，宽度在远场抑制侧向绕射。与Park和Kim的2×10 m墙实验72%降低相比，墙C预测降低78%。
4.3.2 Pressure dynamics and wall displacements（压力动力学与墙位移）：通过0–25 ms压力场和位移场模拟，爆炸波约3 ms反射并引起变形；墙A和C最大位移在顶边，分别为19.6 cm和18.75 cm；墙B最大位移为10 cm且在中心，呈中心弯曲；墙B结构响应最有利。
4.3.3 Structural response of the barrier to hydrogen blast loading（屏障对氢爆炸载荷的结构响应）：通过D₁顶部和D₂中部位移监测，墙C顶部在5–20 ms急升，峰值约18.8 cm，40–45 ms出现次峰，阻尼有限；中部最大约5.5 cm，呈反相运动；顶部更易发生大变形。
4.3.4 Protection of humans against overpressures（人员超压保护）：依据人员伤害阈值，模拟显示S₁–S₄超压从“死亡”和“重伤”区降至“轻伤”和“无伤害”水平；屏障消除负压阶段。
4.3.5 Protection of civil structures against overpressures（民用结构超压保护）：依据建筑损伤阈值，无屏障超压从“几乎完全破坏”和“部分拆除”降至“轻微损伤”；防护墙可有效保护民用结构。

讨论部分总结：耦合CFD-FEM首次用于火灾诱导高压氢瓶破裂后的爆炸波与可变形防护墙相互作用。模型先经激波管理论验证，再经美国实验验证；火区尺寸影响可忽略，火区温度影响有限，推荐900 K。防护墙显著降低超压并给出结构变形，墙高和宽均重要，墙B总体最优。人员与建筑损伤阈值评估表明屏障可将人员伤害和结构损伤降至较低等级。

研究结论翻译：本工作的原创性在于首次开发了使用LS-DYNA与CESE可压缩流体求解器的耦合CFD-FEM数值框架，用于模拟火灾中储氢瓶破裂后受燃烧影响的爆炸波形成、传播和结构动力响应，即可变形防护屏障。现有氢爆炸评估主要依赖TNT当量、刚性屏障CFD或非耦合结构分析，无法捕捉氢燃烧增强的爆炸波与可变形防护结构之间的动态双向相互作用。激波形成建模在CESE基CFD求解器中针对激波管不连续衰减的已建立理论解进行了验证。高压氢-空气不连续面的模拟激波压力、激波速度和稀疏波速度与理论一致，确认CESE求解器能准确捕捉高压激波动力学。CFD模型用于模拟火灾中高压储氢瓶破裂后的爆炸波动力学，并针对美国试验进行了验证。模拟成功预测爆炸波动力学，准确再现实验测量的压力瞬态。在距罐1.9–6.5 m的监测点，垂直罐轴峰值超压高估2–11%，沿罐轴高估16%，确认模型用于爆炸波预测的可靠性。数值模型成功捕捉热场、氢-空气混合和反应现象的时间演化，识别出激波后加热区和膨胀气体内较冷区的温度梯度。研究表明，在CESE求解器框架内，气态氢与空气界面燃烧引发不依赖于火区包络形成或存在。火区包络尺寸对爆炸波特性影响可忽略。火区温度变化对激波行为产生边际影响，导致压力幅值轻微增加。经验证的CFD模型被纳入CFD-FEM数值建模框架，通过捕捉爆炸波与可变形防护屏障的双向相互作用模拟FSI。耦合FSI模型表明，防护屏障在阴影区将爆炸超压降低93–99%，在远场降低69–89%，同时预测屏障结构动力响应。这种集成能力能够评估爆炸波衰减和结构变形，而刚性屏障CFD或非耦合结构分析不能充分捕捉。屏障高度和宽度显著影响超压衰减和结构位移。在评估的三种配置中，墙B（4×5 m）提供最有效的整体爆炸缓解性能，结合最大超压降低和最低最大位移。总体而言，这些结果提供了据作者所知首次对火灾诱导高压氢瓶破裂下可变形防护墙爆炸超压降低和结构动力响应的耦合CFD-FEM定量。模拟在HPC上使用MPP并行架构和基于MPI的求解器运行，比传统CFD软件包快130倍。在本研究中，8.3 M控制体网格上25 ms耦合FSI模拟在128核CPU节点上耗时50 h。本研究证明了CFD-FEM数值建模框架用于现实爆炸波预测及其通过可变形防护墙缓解的适用性。对于氢储存安全和性能化设计，这些发现支持两个结论：第一，屏障变形影响预测的爆炸衰减，在设计计算中不应忽略；第二，屏障几何，特别是宽度和高度，是控制设计变量而非次要考虑。结果可为监管机构和行业提供基于物理的基础，用于更新氢储存和加氢设施防护屏障设计的RCS。本研究解决了计算氢安全中的现有技术瓶颈，即应用耦合CFD-FEM模拟复杂流固相互作用现象，从火灾中高压氢破裂到爆炸波形成和传播，以及爆炸与可变形防护结构的相互作用，使用LS-DYNA。