甲类仓库内可燃气体爆炸灾害及泄压尺寸研究综述

胡 盛，陈国华，张 强，赵 杰，董浩宇，李少鹏

(华南理工大学安全科学与工程研究所，广东 广州 510641)

当前可燃气体爆炸事故众多，多以爆燃形式出现[1]，相比TNT爆炸，气体爆炸具有较小的爆炸超压、较长的持续时间和多超压峰值等特点[2]，易对空间结构及人员造成巨大的危害[3]。局部受限空间中的气体爆炸区别于完全受限空间[4-5](完全封闭的管道、储罐、封闭的房间等)内的爆炸，其具有泄压口或泄压结构，如易破碎的门、窗及顶部轻质泄压板，内部爆炸产生的超压可通过泄压口或泄压结构释放。甲类仓库[6]主要储存生产火灾危险性类别为甲类的危险化学品，此类危险化学品具有低燃点、低爆炸下限、易分解、易氧化等特征，具有较大的火灾爆炸危险性。尽管现有的规范对甲类仓库防火分区最大面积、防火墙耐火极限、泄压顶板面积、仓库与周围建筑的安全间距等参数均有严格的设计要求，但仍发生了一系列的生产安全事故，如1993年的“8·5”深圳清水河大爆炸事故、2015年的“8·12”天津滨海新区爆炸事故，均造成了巨大的人员伤亡和财产损失，并在全国乃至世界范围引发了危险化学品安全储存的讨论。

可燃气体爆炸灾害易受爆源、点火位置、内部障碍物等因素[4]诱导产生较大的爆炸超压，引发严重的事故。本文以甲类仓库为目标，根据已有的研究成果，综述了不同影响因素作用下可燃气体爆炸灾害目标参数演化规律的相关研究，并从可燃气体泄爆压力的计算方法、数值模拟方法和试验方法三个方面分析了目前研究的不足之处以及今后的研究方向，同时对比分析了国内外甲类仓库泄压尺寸设计的主要规范，为泄压设计标准的改进和进一步削减爆炸灾害效应提供参考。

1 不同影响因素作用下可燃气体爆炸灾害目标参数的演化规律

1.1 典型室内可燃气体爆燃压力的演化规律

图1为方形局部受限空间内可燃气体爆炸灾害4种典型的爆燃压力简图[7]。

图1 方形局部受限空间内可燃气体爆炸灾害典型的 爆燃压力简图[7]Fig.1 Typical deflagration pressure diagram for flammable gas explosion disaster in partly confined square space[7]

图1(a)中的压力仅有单个峰值，在密闭空间或无约束泄压受限空间最为常见，曲线2为典型的泄爆压力时程曲线[8-9]，其压力在爆燃后期上升速率较大，韩笑[10]和韩永利等[11]在此基础上进行了进一步的动力响应分析；图1(b)中压力未形成明显的峰值，在爆燃后期压力增长较慢，这可能是爆室内部低强度的结构(如玻璃、百叶窗等)破裂引起高压气体泄放的结果；图1(c)和图1(d)为安装泄爆设施时爆室内部压力的变化情况，图1(c)中第一个峰值出现在泄压口完全开启时刻，一般为最大峰值，第二个峰值对应于爆燃结束时刻，但当泄压口较小或未能完全开启时，第二个峰值将大于第一个峰值，将出现图1(d)的峰值分布规律。

特定条件下方形局部受限空间内的爆炸超压会呈现多峰值现象。图2为方形受限空间内可燃气体爆燃泄放压力的时程曲线。图2中p1由爆室内部可燃气体泄放产生，峰值大小主要受泄压口开启压力和泄压面积因素的影响；p2由泄放的未燃气体在爆室外部爆炸产生的压力波传播至爆室内部形成，该现象一般在低开启压力的泄压板和高活性的气体爆炸的情况下出现；p3出现在火焰与爆室内壁接触时，即火焰面积最大时刻，其峰值大小与泄压面积的平方成正比关系；p4由声波和燃烧波耦合产生，多出现在富燃条件下，其大小受泄压面积和泄压口开启压力的影响较大。

图2 方形局部受限空间内可燃气体爆燃泄放 压力的时程曲线[12]Fig.2 Time history curve of deflagration pressure of flam- mable gas in partly confined square space[12]

1.2 可燃气体爆炸灾害的影响因素分析

甲类仓库内影响可燃气体爆炸灾害的因素众多，如可燃气体特性(种类、组分及浓度)、初始温度、点火情况(点火位置、点火强度)、泄压设置(泄压面积、泄压口开启压力、泄压板单位面积质量)、内部障碍物(障碍物的形状、尺寸、位置、距离、排列方式)[9,13-14]等，不同因素对可燃气体爆炸灾害后果的影响具有较大的差别。

1.2.1 可燃气体特性

在气体种类对可燃气体爆炸灾害的影响研究方面，当前研究主要分为三类：一是单一可燃气体的爆炸灾害研究，目前这类研究较多，主要集中在烷烃、烯烃和氢气的研究[15-17]。如Li等[18]通过比较等浓度氢气-空气预混气体和甲烷-空气预混气体的爆炸特性，发现前者爆炸火焰传播速度和冲击波传播速度均大于后者，但火焰持续时间比后者小；二是多种可燃气体混合的爆炸灾害研究[19-21]，探究混合气体的爆炸特性及不同混合比例下目标参数的变化情况，目的是寻找最危险可燃气体爆炸的混合比例；三是掺杂抑制剂的可燃气体混合物爆炸灾害研究[22-23]，旨在探究抑制剂对可燃气体爆炸灾害的削减效果。

在气体浓度对可燃气体爆炸灾害的影响研究方面，因试验条件下真实可燃气云设置困难和数值模拟中可燃气云泄漏扩散全过程模拟的复杂性，研究过程中多将可燃气云简化，即将可燃气云设置为均匀混合的预混气体。吴志远等[24]以均匀混合的煤气为研究对象，在理论分析和大量试验的基础上，发现煤气爆炸压力与浓度几乎成线性关系；Ma等[25-26]对不同浓度的预混甲烷-空气进行了数值模拟研究，发现预混气体浓度高出化学当量浓度10%左右时爆炸危害最大，该结论也得到李祥春等[27]的试验证实。

在可燃气体尺寸对可燃气体爆炸灾害的影响研究方面，大尺寸可燃气体可产生更大的爆炸压力，但两者之间无明显的正比例关系。如Mercx等[28]研究表明，绝对尺寸相差较大的气体，爆燃情况有较大的差别，整个爆燃过程不具备相似性，甲类仓库中有障碍物时不能进行相互预测。

1.2.2 初始温度

初始温度对可燃气体爆炸灾害的影响研究主要包括两方面：一是考虑从泄漏扩散到爆炸全过程，可燃气体在仓库中扩散形成可燃气云，初始温度越高，可燃气体与周围空气之间的扩散速度越快，越有利于可燃气云的形成和均匀化[29]；二是初始温度越高，可燃气体具有更大的初始能量，单位体积内活化分子数量越多，点火所需能量越低，易产生较大的爆炸压力[30-31]。如Phylaktou等[32]将乙炔、丙烷和甲烷分别与空气混合开展试验，发现火焰速度随初始温度的升高而增加，火焰速度大致与初始温度的m(m=1.5～2)次方成正比。

1.2.3 点火情况

不同点火能量可造成可燃气体爆炸压力产生数量级的差异。当采用弱点火源点火时，可燃气体只能发生爆燃，压力在kPa量级；当采用强点火源(如高能炸药)点火时，可直接引发爆轰，压力可达MPa量级。如李润之等[33-34]运用自行研制的试验系统，发现点火能量越高，瓦斯空气混合气体越容易点燃，瓦斯爆炸的最大压力增大且最大压力上升速率也增大;黄文祥等[35]将两种大跨度能量对瓦斯爆炸火焰特征与火焰传播速度的影响进行了系统分析，得出了不同点火能量下瓦斯爆炸火焰传播速度的变化规律。

在点火位置对可燃气体爆炸灾害的影响研究方面，方形局部受限空间内可燃气体中心位置点火产生的压力一般大于边缘位置点火的压力[36]。如曹勇等[37]、Cao等[38]对不同点火位置下氢气-空气预混气体的泄压特性进行了试验研究，发现中心点火时火焰传播速度和峰值压力最大，末端点火时火焰传播速度和峰值压力次之，前端点火时火焰传播速率和峰值压力最小；Hisken等[39]在爆室内设置不同点火位置，发现点火位置在中心时峰值超压要高于在墙壁附近点火的峰值超压。

1.2.4 泄压设置

大量研究表明，泄爆口大小与爆炸压力、火焰传播速度的关系密切。如Qi等[40]指出泄压面积越小，爆室内部火焰传播速度越快，爆炸压力越大；任少锋等[41]的研究表明，泄压口面积的增大对爆炸压力和火焰传播速度的影响前期表现为线性变化关系，后期随着泄压面积的增大，爆炸压力和火焰传播速度几乎不受影响。当前研究主要有三种定义泄压面积的方式用以定量描述泄压面积与目标参数之间的关系：一是泄压面积比Kv[42-43]，即Kv=Av/V2/3(泄压面积比Kv为泄压面积Av与爆室体积V的2/3次方的比值)。如Rocourt等[44]在小型爆室内通过试验得出最大爆炸压力随Kv的增大而增大;Zhang等[45]也得到相似的结论，并通过数值模拟给出最大爆炸压力与泄压面积比的关系式：pmax=9.47+408.085e-21.45Kv；二是泄爆系数(Vent Coefficient)K，即K=V2/3/Av(泄爆系数K为爆室体积V的2/3次方与泄压面积的比值)。如Cooper等[13]通过试验发现图2峰值压力p1大小与K近似成线性关系，峰值压力p3大小与K2成正比关系；三是弱区比(Weak Area Proportion)[46]α，即α=Si/S(弱区比α为泄爆面积Si与泄压口所在墙壁面积S的比值)。如Wang等[47]对比α=0.1～0.4的泄爆情况，发现中心点火情况下α越小峰值压力降低越明显，动压在泄压口附近增大也越明显。

泄压口开启压力越小，开启时间越早，特别是燃烧速度未加速至产生破坏效果的爆炸压力时开启，可有效降低燃烧速度和爆炸压力。试验中模拟泄爆口低开启压力时，常用较薄聚乙烯薄膜封堵泄爆口，可防止爆室内可燃气体溢出，或通过改变聚乙烯薄膜的厚度或选取玻璃、碳酸钙板等易碎结构材料也可实现泄压口不同开启压力的设置。泄爆口开启压力能显著影响爆炸压力峰值的分布规律：泄爆口开启压力在小于3×103Pa范围内时，图2中p1的大小基本保持不变；当泄爆口开启压力大于3×103Pa时，随着泄爆口压力的增大，p1和p4的大小也随之增大，两峰值产生的时间间隔将缩短，而p2和p3则逐渐减小直至无法在爆燃泄放压力时程曲线中明显观测到[12]。Rui等[48]研究发现，由泄压口开启引起的爆炸压力峰值、泄放过程惯性引起的压力峰值的大小以及爆炸压力增加最大速率三者与泄压口开启压力成正比关系。

泄压板单位面积的质量将决定它的开启速度，从而影响目标参数的变化。减小泄压构配件的单位质量，可达到迅速泄放高压气体的目的。Zhang等[49]在泄爆口设置了铰链型泄压板，发现泄压板单位面积质量的增加将导致泄爆时外部最大火焰长度减小，最大爆炸压力也将减小，此外还将使由泄爆产生的爆炸压力峰值成为主导峰值；吴运逸等[50]对加气站压缩机房的可燃气体泄爆进行了数值模拟，发现最大爆炸压力与泄压板单位质量成正比关系。

1.2.5 内部障碍物

管道中障碍物对火焰速度及爆炸压力的影响已有大量研究[51-52]，因管道长径比较大，狭长空间中障碍物作用下的火焰加速过程易于观测，有的管道中甚至可以产生强烈的爆轰[53-54]，相关学者已提出了相应的演化规律，并运用于矿井、管廊等场景的事故防控及发动机的动力研究等方面。甲类仓库内部障碍物布局难以量化、定量规律不明显，目前的研究多为定性分析，尚缺乏障碍物与目标参数间有效的定量表征方法。

相比内部无障碍物的场景，障碍物的存在使可燃气体爆炸压力受到显著的影响。如图3所示，有障碍物存在下可燃气体爆炸压力的时程曲线呈现三个明显的峰值：第一峰值和第三峰值在有障碍物或者无障碍物的爆燃泄压场景均会出现，前者由外部爆炸、Helmholtz震荡效应及泰勒不稳定性综合作用产生，后者由火焰表面与爆室结构之间相互作用产生[55]；第二峰值为爆炸压力的最大峰值，出现在火焰面积达到最大的时刻，与障碍物的存在有关。通常用气体流动和燃烧过程之间的正反馈机制[56-57]来解释障碍物存在下爆炸压力峰值的出现，即爆炸过程中气体流速增加，使得燃烧反应速度增加，同时燃烧反应速度的增加又增大了气体流速。该机制定性描述了爆炸压力和火焰传播速度等参数的宏观变化规律：障碍物的存在使爆炸压力和火焰传播速度增加。

图3 有障碍物存在下可燃气体爆炸压力的时程曲线[54]Fig.3 Time history curve of explosion pressure of flammable gas with obstacles[54]

障碍物形状主要有挡板型障碍物和立体障碍物，区别在于障碍物体积是否可忽略，两者分别用面积阻塞率ABR(Area Blockage Ratio,障碍物平面面积与管道横截面积之比)和体积阻塞率VBR(Volume Blockage Ratio，障碍物所占体积与气体所占体积之比)作为量化障碍物大小的参数。Park等[58]在火焰传播路径上分别并列放置横截面为矩形、三角形和圆形的障碍物，结果发现三角形障碍物场景下的火焰传播速度最大，方形障碍物次之，圆形障碍物最小；唐平等[59]研究发现横截面积相同时，方形障碍物场景下产生的爆炸压力比圆形的更大。造成以上结果的原因是：相较圆形障碍物，方形障碍物在火焰传播方向上使横截面积突变[60]，造成了更大的扰动，形成较大的爆炸压力。但以上研究中各形状障碍物由于体积不相等，会造成爆室内部气体的体积及浓度发生变化，使试验与模拟结果存在一定的偏差，因此在探究障碍物场景下的可燃气体爆炸时应减小气体的浓度及体积因素的干扰，进一步提升结果的准确性。

多障碍物场景下，需同时用位置、距离和排列方式等参数对场景进行表征，其中任意一个参数的改变会改变目标参数的演化规律。Li等[61]在火焰传播方向上放置可拆卸挡板型障碍物(见图4)，试验发现增大障碍物间距使障碍物之间的湍流逐渐衰退，从而降低了爆炸压力而增加挡板型障碍物的数量或增加障碍物与点火源的距离时，最大爆炸压力会显著增大；余明高等[62]和Wen等[63]在爆室内布置不同数量与排列方式的挡板型障碍物(见图5)，结果发现将挡板型障碍物平行放置在中央位置时比靠在爆室壁面上产生的爆炸压力大78%，此外障碍物数量较多且呈交错布局时可显著增强火焰锋面褶皱现象和火焰湍流作用，增大爆炸压力。

图4 可拆卸平板型障碍物装置[61]Fig.4 Device with detachable baffle plate obstacles[61]

图5 不同数量与排列方式的挡板型障碍物装置[62-63]Fig.5 Device with different number and arrangement baffle plate obstacles[62-63]

2 方形局部受限空间泄爆研究

泄爆指通过固定的泄压装置或泄压口，及时将爆室内部已燃高压气体排放至外部环境中，使内部压力迅速降低，保证爆室本身的安全，以防产生严重的爆炸灾害。泄爆过程受诸多因素的影响，国内外研究人员对泄爆压力的简化计算方法、数值模拟方法和试验方法进行了大量的研究，以下将从这三方面进行阐述，并分析当前研究的难点与不足。

2.1 泄爆压力的计算方法

表1 方形局部受限空间内可燃气体泄爆压力的计算方法

注：p2为第二峰值的压力值(Pa);pred为泄爆时产生的最大压力(×105Pa)；pv为泄压板开启的绝对压力(Pa)；p0为初始压力(Pa)；Ax,v为有通风口的墙壁面积(m2)；Ax,min为面积最小墙壁的面积(m2);Av为泄压面积(m2)；χ为湍流因子;S0为层流火焰传播速度(m/s)；V为爆室体积(m3)；As为爆室内表面积(m2)；Cd为泄压口泄放效率；pi为爆室内点火时的绝对压力(Pa)；Vcl为混合气体体积(m3)；CD=0.81；KE为经验系数，KE=5.118；Ki为点火系数，点火位置在泄压口对面的墙时Ki=1，点火位置在气体中心时则Ki=0.75；SCH4为甲烷-空气混合物层流燃烧速度(m/s)；πred为无量纲爆炸压力；π0为卢多尔夫数；Ei为燃烧产物膨胀因子；γu为未燃气体绝热指数；μ为广义泄放因子。

表1中的计算公式考虑了特定场景因素，具有计算简便的优点，可对泄爆压力进行估算，但缺点是无法计算爆炸过程中某一时刻泄爆压力的大小。已有学者[75-76]通过对比泄爆压力计算公式的适用条件和计算误差，指出不同使用条件下这些泄爆压力计算方法的精度各异，因此在进行工程运用时需要根据实际场景，选择最佳的计算方法。

2.2 泄爆压力计算的数值模拟方法

可燃气体爆炸的泄放过程复杂，涉及到燃烧学、热动力学、流体动力学等多学科内容，泄爆压力的计算公式多通过试验数据拟合得到，难以表征泄爆过程中爆室内部复杂的流场变化。而数值模拟方法由于具有成本低、速度快、能够模拟真实及理想条件的能力，由此已在泄爆压力的计算中得到了广泛应用[77-79]。

Li等[80]将FLACS模拟结果与峰值压力预测公式进行了对比，结果发现数值模拟的结果与预测公式的计算结果高度吻合；Zhang等[45]对不同泄压面积比Kv之间的爆室泄爆过程进行了数值模拟，结果发现当Kv=0.3时，泄爆峰值压力下降趋势明显减小；Wang等[47]对0.1～0.4范围内的泄放比进行了数值模拟，得到不同泄放比时峰值压力、温度、动压、爆炸气浪、火焰传播速度等参数的变化规律，并发现爆炸压力相比于爆炸气浪，其危害较小，爆炸气浪更易导致建筑结构的损毁；郭强等[81]将泄爆压力数值模拟结果与试验结果进行了对比，结果发现数值模拟得到的爆炸压力比试验结果更大，且峰值压力时程曲线下降速度更快，这是由于数值模拟过程中假设泄压板瞬间开启，而试验过程中泄压板的开启需一定的时间，从而造成了数值模拟结果与试验结果之间存在一定的误差。

泄爆压力的数值模拟研究中需做一定的假设，众多研究者默认将爆室壁面设置为刚性壁面[81-83]，忽略了爆室结构的变形与断裂，计算得到的爆室结构表面压力往往会偏高。真实场景下可燃气体爆炸产生的流场与爆室结构之间存在流固耦合作用，可燃气体爆炸产生的压力使爆室结构发生变形，变形后的结构又进一步影响可燃气体爆炸流场的演变。由于模拟过程中存在流固耦合算法以及多学科领域交叉等问题，现有关于爆室结构与流场之间流固耦合爆室的研究极少。如Zhang[45]、Wang等[47]、Zhang等[84]在对泄爆压力进行数值模拟时仅将爆炸后爆室结构壁面的爆炸压力加载至有限元软件AUTODYN中对爆炸压力造成的爆室结构破坏进行模拟，得出爆室结构壁面的变形分布，但未实现爆炸流场与结构爆室结构壁面的动态耦合；杜洋等[85]建立了SPH-FEM方法用于模拟可燃气体爆炸冲击波与壁面的流固耦合作用，相较于传统有限元方法具有一定的优势，但该方法将可燃气体换算成TNT当量，而在泄爆过程中可燃气体从泄爆口排出，与TNT爆炸的计算原理有着本质的区别，因此SPH-FEM方法对泄爆过程的数值模拟适用性不强。

综上所述，CFD数值模拟在可燃气体爆炸灾害的评估与研究上取得了一定的研究成果，但CFD数值模拟技术仅针对可燃气体爆炸流场模拟，无法考虑爆室结构固件的变形及其相互作用对可燃气体爆炸灾害的削减效应，因此在可燃气体爆炸灾害的数值模拟方面需要重点解决爆室结构与可燃气体爆炸流场之间相互作用的问题。

2.3 泄爆试验研究

无障碍物的受限空间内可燃气体爆炸灾害的研究已比较深入，如Bao等[86]在2 m×2 m×3 m爆室内进行了可燃气体的爆炸试验，得到可燃气体浓度与泄爆口开启压力对爆炸压力的影响规律；王超强等[87]在此基础上通过改变点火位置，发现点火位置对不同时刻和位置的峰值压力的影响存在较大的差异。

Tomlin等[88]在9 m×4.5 m×4.5 m的空间中进行了可燃气体的爆炸试验，分别设置4种不同大小(20.25 m2、10.13 m2、5.06 m2和2.25 m2)的泄爆口，发现泄爆口大小对爆炸压力产生了显著的影响，造成了爆炸峰值压力以数量级的形式减小；Liang[89]在3个爆室(4 m×10 m×3 m、4 m×4.75 m×3 m、4 m×5 m×1.5 m)中对可燃气体进行了爆炸试验，得到了相似结果；赵天辉等[90]在2 m×1.1 m×0.5 m的空间内将泄爆口一端(远离点火位置)用聚乙烯薄膜和碳酸钙板覆盖，得到不同可燃气体浓度下爆炸压力的变化规律：在泄压装置存在的情况下，存在两个压力峰值，而可燃气体浓度主要对第二个压力峰值产生影响；此外，Kuznetsov等[91]的试验结果表明同一浓度的可燃气体发生爆燃，泄压板单位面积质量越大，容器内部的爆炸压力也越大。

以上研究其泄爆口位置均在爆室侧面，可考虑门、窗等泄压的影响。为了得出更具有实际应用价值的规律，可进一步考虑泄爆轻质顶板和侧面泄压口同时对泄爆的影响规律以及目标参数峰值的分布规律，探究多泄爆口场景下火焰传播、爆炸压力加速及衰减机理。

3 甲类仓库泄压尺寸设计规范的对比

合理设计甲类仓库的泄压面积、材料及位置是减少人员伤亡和财产损失的有效途径，而科学确定泄压面积对于泄压设施能否有效泄压有着至关重要的影响。关于泄压面积的设定，国内外已有相应的计算标准，应用较广泛的是美国消防协会制定的StandardonExplosionProtectionbyDeflagrationVenting(NFPA 68—2018)[44]标准、欧洲标准协会发布的GasExplosionVentingProtectiveSystems(EN 14994—2007)[47]标准以及我国国家标准《建筑设计防火规范》(GB 50016—2014)(2018年版)[6]，具体计算方法归纳于表2。

表2 甲类仓库泄压面积的设计标准

注：Av为计算所得的泄压面积(m2)；As为爆室的内表面积(m2)；C为燃料特性参数(×105Pa)1/2；Su为可燃气体基本燃烧速度(m/s)；ρu为未燃混合可燃气体密度(kg/m3)；Gu为未燃混合可燃气体声速质量流量(kg/m2·s)；pmax为无泄压口时该可燃气体爆炸产生的最大压力(×105Pa)；γb为混合气体燃烧比热容比值，取值范围为1.1～1.2；λ为湍流火焰增强因子；Dhe为泄压板等效水力直径(m);pstat为泄压板静态开启压力(×105Pa)；Aobs为障碍物的表面积(m2)；au为声音在未燃气体与空气混合物中的传播速度(m/s);KG为可燃气体爆炸常数(×105Pa·m/s)；Ef为泄爆设备泄放效率；A为考虑设备泄放效率后计算的泄压面积(m2);S0,fuel为可燃气体在初始条件下的基本燃烧速度(m/s)；Efuel为燃料的膨胀系数；n为火焰传播方向上的障碍物的排列数；b为平均阻塞率；l为爆室内一点f离泄压口最远距离(m)；c为复杂因子；X为泄压比(m2/m3)；其他符号意义见表1。

NFPA 68—2018标准在早期版本上做了较大的改动，适用于长径比L/D≤5的爆室，并以pred=5×104Pa为不同计算方法的分界线，考虑了爆室内障碍物、可燃气体部分填充、泄压板单位面积质量和初始高压环境等因素。该标准计算泄压面积时需先假设泄压尺寸，再将计算所得的泄压面积与假设泄压尺寸进行对比，若两者相差不大则采用假设泄压尺寸，若相差较大则需重新假设泄压尺寸进行计算对比。

EN 14994—2007标准考虑了较小初始湍流、初始高压环境、可燃气体部分填充等因素，计算对象需满足长径比L/D≤2、V≤1 000 m3、pred≤2×104Pa的条件，适用范围比NFPA 68—2018标准窄，对障碍物产生湍流增强的情况，需符合表2中给出的泄压面积判定公式，对不满足判定条件的情况，该标准未给出相关的计算方法。

我国现行的《建筑设计防火规范》(GB 50016—2014)(2018年版)考虑的影响因素较少，泄压面积的计算公式也较为单一，泄压面积大小仅与仓库大小、泄压比X的取值有关。该规范中针对仓库内储存的物质设定了最小X值，其在取值上参考美国和日本较早版本标准中的规定值，但未详细说明取值规则，所以泄压面积的大小依赖于工程设计人员的经验。

现以甲类仓库为例，在有障碍物与无障碍物场景下对以上3个标准泄压面积的计算结果进行了对比。某戊烷储存仓库参数见表3，其中货架与火焰传播方向垂直摆放，根据以上3个标准，计算得到该仓库内部无货架情况下的泄压面积与可燃气体泄爆最大压力的关系、泄压面积与仓库内部货架数量的关系，见图6和图7。

表3 某戊烷储存仓库参数[43,46]

图6 仓库内部无货架情况下利用不同标准计算得到的 泄压面积与可燃气体泄爆最大压力的关系Fig.6 Relationship between the pressure relief area calculated by different standards and the maximum pressure of flammable gas explosion with no shelves in warehouse

由图6可见，无障碍物情况下，利用《建筑设计防火规范》计算得到的泄压面积最大，为74.5 m2，该规范泄压面积的设置明显比EN 14994—2007和NFPA 68—2018标准更为保守；EN 14994—2007和NFPA 68—2018标准的泄压面积计算结果显示泄压面积与pred有关，需根据pred的大小进一步设计泄压面积。

图7 利用标准计算得到的泄压面积与仓库内部 货架数量的关系Fig.7 Relationship between the pressure relief area calculated by different standards and the number of shelves

有障碍物情况下即有货架情况下，单个货架使湍流加强效应过大，不满足EN 14994—2007标准给出的泄压面积判定公式，因此该标准中的计算方法不适于货架存在情况下的泄压面积计算；《建筑设计防火规范》中无障碍物特性参数，因此在障碍物存在的情况下，泄压面积为定值；考虑到障碍物对可燃气体爆炸的影响，NFPA 68—2018标准在原NFPA 68—2013标准的基础上，通过试验数据对内部障碍物表面积与爆室内部表面积之比的计算范围进行了修正，由原来的0.4降至0.2，进一步提高了有障碍物情况下泄爆面积设计的科学性。本案例条件下仅当仓库内部的货架数量为4时，符合Aobs>0.2As的条件，最小泄压面积由12.2 m2增至13.8 m2。

4 结论与展望

甲类仓库是众多危险化学品聚集的场所，不同影响因素下可燃气体爆炸规律的研究对灾害削减具有重要意义。由于各影响因素的耦合形式多样、耦合机理复杂，加之数值模拟技术水平有限与试验条件不足，现阶段的研究结果需做诸多假设方可成立。为了进一步完善甲类仓库可燃气体爆炸灾害的研究，需着重解决以下问题：

(1) 可燃气体爆炸灾害影响因素的量化研究有待深入。甲类仓库可燃气体爆炸灾害的影响因素对目标参数的影响规律目前已能从机理上对其进行解释，尚缺乏各影响因素对目标参数影响程度的定量表征，今后需进一步量化影响因素，构建影响因素与目标参数之间的定量表征方法。

(2) 可燃气体爆炸灾害的数值模拟方法有待完善。爆室结构的变化会进一步制约爆炸流场的演变，造成爆室结构表面爆炸压力的模拟结果偏高，而现有的可燃气体爆炸的数值模拟研究中鲜有考虑爆室的结构变形与断裂，今后在模拟过程中需运用流固耦合方法，实现可燃气体爆炸过程中压力与压力结构之间的相互影响研究，进一步提高数值模拟的精确度，并用试验加以验证。

(3) 多泄爆口泄压场景有待分析。单一泄爆口场景已有众多学者进行了研究和讨论，并得到了具有工程意义的结论，在此基础上今后可进行多泄压口的泄压效果分析，且与单一泄压口的泄爆过程进行对比分析，以优化泄爆口的数量与布局，进一步提高甲类仓库及类似空间的安全性。

(4) 相关泄压尺寸设计规范有待完善。我国《建筑设计防火规范》中对泄压面积仅做了原则性规定，对甲类仓库内部复杂结构下的爆炸灾害考虑不足，工程设计时主要依赖于设计人员的经验，今后需进一步考虑泄爆空间结构特征、内部障碍物等因素，完善泄压尺寸设计规范。