燃料电池客车以氢气作为主要燃料，通过氢气和氧气在燃料电池电堆中的电化学反应产生的电能为整车的行驶提供动力. 与传统内燃机相比，燃料电池能量利用效率高，排放物只有水，对环境没有任何污染，具有广阔的发展前景. 但是，作为燃料电池主要能量源的氢气，有易燃、易爆的特点. 当环境中的氢气摩尔分数处于氢气的可燃范围4%~75%时，稍有不慎的点火就会使得氢气燃烧或爆炸，造成严重的安全事故^[1]. 因此，在燃料电池客车大规模商用之前，必须对其用氢安全性进行全面研究.

现阶段对氢气的安全性研究已初具规模，研究的场景涵盖从氢气的储运到使用等诸多场景，但针对燃料电池客车的氢安全研究较少. 考虑到成本以及氢气潜在的安全隐患，现有研究多采用数值模拟方法进行. 刘延雷等^[2]对燃料电池汽车内部氢气的泄漏扩散过程进行研究，得到车内易发生氢气聚集的位置. 李云浩等^[3]研究自然通风和通风口面积对车库内氢气泄漏扩散的影响. 卢明等^[4]对室内储氢罐的泄漏扩散过程进行数值模拟研究，得到氢气在室内的泄漏扩散规律. 李峰等^[5]对燃料电池船舶的燃料电池舱的氢气泄漏扩散过程进行研究，得到强制通风的通风量与舱室内氢气摩尔分数的关系. 郑津洋等^[6]研究障碍物对氢气扩散的影响，得到障碍物间距和高度与氢气扩散的关系. 李静媛等^[7]研究不同环境风速对加氢站高压氢气泄漏扩散的影响，并对氢气爆炸后果进行分析. 李雪芳等^[8-9]利用数值模拟方法对氢气射流进行研究，为氢气泄漏扩散事故的研究提供理论参考. Choi等^[10]研究地下停车场发生氢气泄漏时的情形，得到可燃区域随时间的变化情况，并对泄漏体积流量和通风量与氢气浓度场的关系进行定量研究. Hajji等^[11]得到车库通风口的位置、形状和大小对氢气泄漏扩散的影响规律. Matsuura^[12]研究半封闭空间中，自然通风和强制通风对氢气泄漏扩散的影响. Bie等^[13]对车辆在隧道发生氢气泄漏的事故进行研究，得到隧道通风速率与隧道内可燃氢气云团间的关系. Han等^[14]研究移动式加氢站发生氢气泄漏的情形，得到泄漏孔径与氢气云团间的关系.

综上所述，对氢气的安全性研究主要集中在封闭和半封闭空间，此类空间中的氢气泄漏扩散过程是氢安全研究关注的重点之一. 在燃料电池客车的高压舱内布置有燃料电池电堆、动力电池、相关控制器等部件，属于相对封闭的空间，存在潜在的用氢安全隐患. 目前尚未对其用氢安全性进行过系统化的研究评价. 为此，本研究利用数值模拟方法，对燃料电池客车高压舱进行氢气泄漏扩散研究，重点关注通风格栅的面积和布置方式对氢气泄漏扩散的影响，以为燃料电池客车的氢安全设计及事故预防提供一定的科学指导.

氢气是世界上已知最轻的气体，密度仅为空气的1/14，具有较强的泄漏性和扩散性. 当氢气在开放空间发生泄漏时，泄漏出的氢气会在自身浮力的作用下快速扩散到环境大气中，无安全隐患. 当氢气在封闭空间发生泄漏时，泄漏出的氢气会不断聚集，可能达到氢气的低可燃极限，有潜在的安全隐患. 如图1所示为氢气泄漏事故后果分析图，列出当氢气发生泄漏时，可能发生的事故类型^[15]. 可以看出，当氢气在封闭空间发生泄漏时，若泄漏出的氢气未能及时散出，将会形成可燃氢气云，若可燃氢气云被点燃，则有可能产生闪火、爆炸或火球等后果. 可燃氢气云发生爆炸会产生热辐射和超压，造成人员和财产损失，这是氢气泄漏事故最为严重的后果. 为了保证用氢安全，应尽可能快速有效地排出泄漏出的氢气，避免氢气聚集.

燃料电池客车高压舱内布置有燃料电池电堆、动力电池、相关控制器等部件，属于相对封闭的空间. 若高压舱内部因故障泄漏出的氢气未能快速有效地排至舱外，氢气将会不断聚集，可能达到氢气的低可燃极限. 高压舱内布置有大量的电气设备，电气设备可能产生的电火花有可能点燃泄漏出的氢气，对于整车的安全运行非常不利. 因此，为了保证整车用氢安全，应尽可能快速有效地使泄漏出的氢气排至舱室外部. 现阶段，燃料电池客车高压舱主要通过布置通风格栅，利用自然通风使泄漏出的氢气扩散至舱室外部. 对于高压舱通风格栅的面积及布置方式对氢气泄漏扩散的影响，目前尚未有系统化的研究.

选取一款全新开发的燃料电池客车的高压舱作为研究对象. 储氢气瓶布置于车辆顶部. 燃料电池电堆、动力电池、电池管理系统（battery management system，BMS）、电机控制器等电气设备布置于尾部的舱室内，该舱室内电压等级较高，故称其为高压舱. 整车外部形状及高压舱布置情况如图2所示.

真实的高压舱内部结构相对复杂，电堆电池等部件表面不规整，按实际结构进行建模会导致网格数量庞大，需要较多的计算资源. 因此，在保证整体结构尺寸及布置方式与真实情况一致的情况下，对高压舱进行简化. 保留高压舱内部主要部件，对管路、线束等体积较小的部件进行简化，最终得到的高压舱简化模型如图3所示.

氢气的泄漏扩散过程实际上就是泄漏出的氢气与空间内空气的混合过程. 结合现有研究和理论，在建模之前进行如下假设：1）氢气、空气和两者形成的混合气体均为理想气体，满足理想气体状态方程；2）氢气和空气在流动过程中不发生化学反应；3）氢气的泄漏为连续性泄漏，泄漏过程中氢气的质量流量和速率保持不变.

氢气在泄漏扩散的过程中，不断与环境中的空气混合，形成湍流扩散. 在这一过程中，气体的流动是连续的，满足质量守恒和能量守恒，各组分满足组分运输方程. 整个过程满足以下基本控制方程：

1）连续性方程

(1) ${{\partial \rho } / {\partial t}} + {{\partial \left( {\rho {u_i}} \right)} / {\partial {x_i}}}=0.$

式中： $\rho $为混合气体密度；u_i为混合气体流速.

2）动量方程

(2) $\begin{split} {{\partial \left( {\rho {u_i}} \right)} / {\partial t}} + {{\partial \left( {\rho {u_i}{u_j}} \right)} / {\partial {x_j}}}= - {{\partial p} / {\partial {x_i}}} +\\ \quad {{\partial {T_{ij}}} / {\partial {x_j}}} + \rho {g_i} . \end{split} $

式中：p为静压力，T_ij为偏应力张量，g_i为重力.

3）能量方程

(3) $\begin{split} &{\partial }\left( {\rho E} \right)/{{\partial t}} +{\partial }\left[ {{u_i}\left( {\rho E + p} \right)} \right]/{{\partial {x_i}}}= \\ &\quad \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left[ {\left( {{\lambda _{{\rm{eff}}}} + \frac{{{c_p}{\mu _{\rm{t}}}}}{{{{P}}{{{r}}_{\rm{t}}}}}} \right)\frac{{\partial T}}{{\partial {x_j}}} + {u_i}{{ {{T_{ij}}} ^{{\rm{eff}}}}}} \right] . \end{split} $

式中：E为气体的总能；λ_eff为有效导热系数；c_p为定压比热容；μ_t为湍流黏度；Pr_t为湍流普朗特数；T为温度； $T_{ij}^{\rm{eff}} $为有效偏应力张量.

4）组分运输方程

(4) ${\partial \left( {\rho {w_i}} \right) / {\partial t}} + \nabla \cdot \left( {\rho {{u}}{w_i}} \right)= - \nabla \cdot {{{J}}_i}.$

式中：w_i为组分i的质量分数，u为混合气体速度，J_i为组分i的质量扩散速度.

Realizable k-ɛ湍流模型能够对含有射流和混合流的湍流流动进行准确模拟. 以往研究也表明，采用Realizable k-ɛ湍流模型能够较为准确地对气体的泄漏扩散过程进行模拟^[16]，因此选择Realizable k-ɛ湍流模型.

在评估封闭空间中的气体安全性时，气体的泄漏总质量较为重要^[17]. 因此，在对氢气的泄漏扩散进行研究时，须准确确定氢气的泄漏量. 气体在泄漏口处的状态对于泄漏量的确定至关重要，因此在对气体的泄漏量进行计算前，须判断气体在泄漏口处的状态. 当泄漏口条件满足式（5）时，气体为超音速射流，泄漏量可根据式（6）确定^[18]：

(5) ${{{p_0}} /p_{\rm t}} \leqslant {\left( {{2 / {K + 1}}} \right)^{\frac{K} {K - 1}}}.$

式中：p₀为环境压力，p₀=101 325 Pa；p_t为管道供气压力，查阅燃料电池电堆产品手册得知，电堆供气压力范围为0.7~1.0 MPa，正常供气压力为0.8 MPa，故取p_t=0.8 MPa；K为气体绝热指数，氢气的绝热指数K=1.407.

由计算可知，当管道压力为0.8 MPa时，氢气在泄漏口形成超音速射流，此时氢气的质量流量表达式为

(6) ${q_m}=A{C_{\rm d}}p_{\rm t}{\left( {\frac{{MK}}{{RT}}{{\left( {\frac{2}{{K + 1}}} \right)}^{\frac{K + 1} {K - 1}}}} \right)^{1/2}}.$

式中：A为泄漏口面积，查阅燃料电池电堆产品手册得知，供氢管路直径为10 mm，求得A=0.785×10⁻⁴ m²；C_d为气体泄漏流量系数，当泄漏口为圆形时，C_d=1；M为气体摩尔质量，氢气的摩尔质量M=0.002 kg/mol；R为气体常数，R=8.314 J/（mol·K）；T=300 K. 求得氢气泄漏的质量流量q_m=0.038 5 kg/s.

假定发生最危险的情况，即供氢管路与电堆接口处因老化或碰撞事故而完全断裂，氢气直接从管路断裂处外泄. 从氢气浓度传感器检测到氢气泄漏到驾驶员作出决策切断氢气供应所需时间为5 s，即氢气泄漏时间为5 s. 对之后25 s内氢气的扩散过程进行仿真分析，因此，泄漏扩散总时长为30 s.

采用FLUENT软件进行仿真分析. 考虑到氢气具有可压缩性，为了准确模拟氢气在泄漏扩散过程中浓度场的分布，采用可压缩理想气体对氢气空气混合物建模. 由于氢气的密度比空气小并且具有极强的扩散性，须考虑重力的影响. 将重力加速度设置为9.8 m/s²，并在湍流模型设置中勾选全浮力影响项.

高压舱内部泄漏出的氢气主要通过通风格栅排至环境大气，为了避免高压舱内部的流场受外界影响从而影响仿真计算的准确性，高压舱外部的流场应尽可能包含较大的区域. 假定高压舱的长、宽、高分别为L、W、H，本研究所取的计算域的长、宽、高分别为7L、7W、5H. 利用计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）前处理软件ANSA对高压舱内部和外部流场进行网格划分，采用四面体非结构化网格进行划分. 在泄漏口处氢气流速较快，流场变化较快，因此，在氢气泄漏口须采用较精细的网格，对泄漏口附近网格进行加密处理. 氢气在舱室内扩散，舱室内也须采用较精细的网格.

为了验证网格的数量对氢气泄漏扩散仿真计算的影响，设置3组不同数量的网格进行网格无关性验证. 网格总数分别为194、260、342万. 结果表明，网格数量对计算结果的影响较小，而网格数量的增多会显著增加计算耗时. 综合考虑计算时间和计算准确性，选用260万的网格进行后续计算. 计算域及网格划分如图4所示.

为了验证所提出建模方法的准确性，利用前文所述方法对氢气泄漏扩散过程进行数值模拟. 将得到的数值模拟结果与李雪芳^[19]的实验研究数据进行对比分析，以验证建模方法的准确性.

假定泄漏口直径为1 mm，管道压力为1 MPa. 边界条件及计算求解设置均按前文所述方法设置. 在仿真计算过程中，泄漏口激波区的存在导致氢气的泄漏仿真耗时较久，在计算初期须设置较小的松弛因子，以保证计算不发散，在激波区形成并稳定后，再增大松弛因子，以加快收敛速度. 最终得到泄漏口处的速度分布，如图5所示. 图中，左侧为数值模拟结果，右侧为李雪芳^[19]利用纹影法拍摄的氢气射流图像. 可以看到，利用所提建模方法能够较为完整地还原氢气泄漏口的激波区. 将仿真数据与实验数据进行对比，得到氢气射流中心线上和径向上氢气的摩尔分数分布.

如图6、7所示为氢气射流中心线、径向上的摩尔分数分布图. 图中， $y({{\rm H}_2}) $为氢气摩尔分数，z为泄漏口中心线上的距离，r为泄漏口径向上的距离，d为泄漏口直径. 可以看出，利用所提出的建模方法，能够较为准确地实现对氢气泄漏扩散的仿真. 虽然氢气射流的中心线摩尔分数和径向摩尔分数的模拟结果都比实验数据略大，但两者变化趋势一致且误差在可接受范围内. 从安全角度考虑，略大的氢气泄漏量模拟结果有利于提前预知危险区域，并且能够放大危险区域的范围，对于制定氢安全控制策略较有利. 综合考虑，利用本研究所提出的建模方法能够实现对低压管路氢气泄漏扩散的仿真，仿真结果具有较高的可信度.

Alekseev等^[20]对比研究横向和纵向通风口对火焰传播速度和压力的影响，结果表明，横向通风口可大幅度降低火焰速度，能在一定程度上防止爆炸发生. 因此，本研究主要针对横向布置的通风格栅进行研究. 为了探究通风面积及格栅布置方式对氢气泄漏扩散的影响，设置5种通风格栅布置方式，如图8所示. 每个格栅间的距离均为20 mm. 通风格栅的具体尺寸及通风总面积S如表1所示.

在通常情况下，环境中允许的氢气摩尔分数为氢气低可燃极限（lower flammable limit，LFL=4%）的25%，因此将1%定义为安全值.

对通风格栅布置方式1、2、3情况下的高压舱内部的氢气摩尔分数进行统计，得到通风面积与高压舱内部氢气摩尔分数的变化关系，如图9所示. 图中，t为时间. 当总通风面积为0.064 m²时，高压舱内部的氢气摩尔分数在第5 s时达到最大值，为20.2%. 之后，氢气泄漏停止，泄漏出的氢气在自身浮力作用下通过通风格栅向舱外扩散. 截止到第30 s，舱内氢气摩尔分数仍未降至安全值以下，须花费更长时间才能使舱内的氢气摩尔分数处于安全范围内. 当总通风面积为0.096 m²时，高压舱内部的氢气摩尔分数最大值为18.1%，在第25 s时，舱内的氢气摩尔分数降至安全值以下. 当总通风面积为0.128 m²时，舱内氢气摩尔分数最大值为16.3%，在第21 s时，舱内氢气摩尔分数降至安全值以下. 可以看出，随着高压舱通风格栅总通风面积的增加，高压舱内部泄漏出的氢气能更快速地扩散至环境大气中. 不过，在燃料电池客车的实际设计中，由于结构强度、零部件布置等限制因素，总通风面积不可能无限增大.

为了探究通风格栅布置方式的影响，设置布置方式2、4和3、5这2组情况进行对比，每组的总通风面积相同. 对计算结果进行处理，得到高压舱内部氢气摩尔分数随时间的变化情况，如图10所示. 可以看出，布置方式2、4的总通风面积相同，但两者不同的布置方式使得高压舱内部氢气摩尔分数变化情况存在较明显的差异. 当采用布置方式2时，高压舱内的氢气摩尔分数极值低于采用布置方式4时的值，且舱内氢气摩尔分数降至安全值以下所需时间较短. 布置方式3、5之间的差异虽已缩小，但仍可以发现，布置方式3的整体效果略优于布置方式5. 可以看出，当总通风面积一定时，相对于增加单个通风格栅的尺寸，增加通风格栅的数量能够更为快速有效地使泄漏出的氢气排至环境大气中. 因此，在对燃料电池客车高压舱的通风格栅进行设计时，应在垂直方向上布置多个通风格栅，这对于保证整车的氢安全较有利.

对图9、10进行分析，可以发现，在0~5 s内，氢气处于泄漏阶段，高压舱内部的氢气摩尔分数快速增长，在极短时间内超过氢气的安全值，带来严重的安全隐患. 通风面积的增加虽然能降低舱内氢气摩尔分数的最大值，但并不能使其处在安全值以下. 为了研究泄漏时长对氢气泄漏扩散的影响，研究在布置方式2的条件下，泄漏时长与高压舱内氢气摩尔分数的关系，如图11所示. 图中，t₀为泄漏时长. 可以发现，当泄漏时长为1.5 s时，高压舱内氢气摩尔分数极值为8.1%，远小于泄漏时长为5.0 s时的情况，降至安全值所需的时间也更短. 结果表明，对于氢气泄漏扩散事故而言，及时检测到氢气泄漏并快速切断氢气供应是氢安全设计的重点.

为了探究高压舱内部氢气的泄漏扩散过程，为氢气浓度传感器的布置提供依据，对通风格栅为布置方式2的情况下，距高压舱尾部800 mm的纵向特征面上的氢气摩尔分数分布进行分析，得到此特征面在5、10、20、30 s时的氢气摩尔分数分布图，如图12所示. 可以看出，从氢气开始泄漏到泄漏停止，即前5 s内，泄漏出的氢气在遇到燃料电池电堆的阻碍后，沿着电堆向舱室两侧扩散，由于电堆所处空间较小，此时，泄漏出的氢气大部分聚集在电堆所处空间. 5 s后，氢气泄漏被切断，此时，已泄漏出的氢气在自身浮力作用下逐渐向舱室顶部扩散. 从10~20 s时舱内的氢气摩尔分数分布图可以看出，氢气的扩散主要沿舱室两侧进行. 为了及早检测到氢气泄漏，应在燃料电池电堆所处空间布置氢气浓度传感器. 在30 s时，舱内整体氢气摩尔分数已降至安全值以下，但舱室顶部仍有小部分氢气云团摩尔分数偏高. 为了检测舱内残留氢气摩尔分数，保证整车安全，在舱室左右两侧较高处也应布置氢气浓度传感器.

（1）针对燃料电池客车而言，当总通风面积为0.096 m²时，从氢气开始泄漏到舱内氢气摩尔分数降至安全值以下，所需时间为25 s. 当总通风面积为0.128 m²时，所需时间为21 s. 通风面积的增加可以显著加快舱内氢气的扩散. 当总通风面积一定时，相比于在水平方向上增大单个通风格栅的面积，在垂直方向上增加通风格栅的数量能够更加快速有效地使舱室内泄漏的氢气排至舱外.

（2）当高压舱内发生氢气泄漏时，泄漏出的氢气最先在燃料电池电堆附近聚集，在泄漏停止之后，泄漏出的氢气沿着高压舱左右两侧扩散. 因此，为了及早检测到氢气泄漏，应在燃料电池电堆所处空间布置氢气浓度传感器. 为了对舱内残留氢气摩尔分数进行检测，应在舱室左右两侧最高处布置氢气浓度传感器.

（3）当高压舱内发生氢气泄漏时，在极短时间内，舱室内的氢气摩尔分数就将超过安全限值. 若氢气的泄漏未能被立即切断，高压舱内部将形成大量可燃气云，带来严重的安全隐患. 在氢气泄漏阶段，通风面积的增加虽然可以降低舱室内氢气摩尔分数最大值，但并不能使氢气摩尔分数处于安全值以下. 快速切断氢气泄漏能够大大降低安全风险. 因此，在对燃料电池车辆进行氢安全设计时，合理布置氢气浓度传感器和及时切断氢气供应是关注的重点.

本研究可为燃料电池客车高压舱的氢安全设计提供一定的科学指导. 利用合理设计的自然通风措施能够使舱内的氢气摩尔分数降至安全值以下，但需要一定的时间. 为了使泄漏出的氢气快速排出高压舱，可以考虑在高压舱左右两侧较高处增加防爆型排风风机，利用强制通风措施加快氢气的外排. 此外，本研究只设置了单点泄漏源，在多点泄漏情况下氢气的泄漏扩散规律仍有待深入研究.