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第 43 卷第 9 期2023 年 9 月 149 天然气工业Natural Gas Industry引文：朱红钧,李佳男,陈俊文,等.混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析J.天然气工业,2023,43(9):149-161.ZHU Hongjun,LI Jianan,CHEN Junwen,et al.Numerical simulation analysis of the spontaneous combustion process during the venting of hydrogen-mixed natural gas line pipesJ.Natural Gas Industry,2023,43(9):149-161.混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析朱红钧1李佳男1陈俊文2粟华忠1唐 堂11.西南石油大学石油与天然气工程学院2.中国石油工程建设有限公司西南分公司摘要：天然气掺氢输送是实现大规模、远距离氢能转运的主要手段之一，但混氢天然气在放空过程中存在爆轰或爆燃的风险，对放空管壁施加的超压过大还会造成管壁破裂。因此，亟需明晰混氢天然气放空自燃与流场演化过程，进而量化放空管壁的一次超压。为此，利用计算流体力学方法数值模拟了混氢天然气管道放空自燃过程，对比分析了不同掺氢浓度条件下对自燃及压力波传播的影响规律，揭示了混氢天然气在阀门通道和放空管中的爆燃机制。研究结果表明：高压气体在阀门通道内以压力波形式传播并不断地碰撞反射与叠加，形成马赫环结构，加热气体使温度升至自燃点，并触发自燃；在阀门通道和放空管内均出现了爆燃现象，但压力波在放空管内能量迅速衰减，一段距离后温度大幅降低，气体不再燃烧；掺氢比越大，压力波传递速度越快，自燃触发的时间越短，对放空管壁产生的一次超压也越大。结论认为，在确定的泄放压力与阀门开度工况下，降低掺氢浓度可有效减轻爆燃风险和减小壁面超压，实际工程中需结合输送经济成本和安全风险控制掺氢量在合理的浓度范围。混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析取得的新认识有助于指导掺氢天然气管道的安全运行，将助力于绿色氢能的大规模混合输运。关键词：混氢天然气；放空；爆燃；超压；自燃；数值模拟DOI:10.3787/j.issn.1000-0976.2023.09.015Numerical simulation analysis of the spontaneous combustion process during the venting of hydrogen-mixed natural gas line pipesZHU Hongjun1,LI Jianan1,CHEN Junwen2,SU Huazhong1,TANG Tang1(1.Petroleum Engineering School,Southwest Petroleum University,Chengdu,Sichuan 610500,China;2.Southwest Company,China Petroleum Engineering&Construction Corporation,Chengdu,Sichuan 610041,China)Natural Gas Industry,vol.43,No.9,p.149-161,9/25/2023.(ISSN 1000-0976;In Chinese)Abstract:Hydrogen-mixed natural gas transportation is one of the important ways for large-scale and long-distance hydrogen energy transportation.In the venting process of hydrogen-mixed natural gas,however,there are risks of detonation or deflagration,which exert excessive overpressure on the pipe wall,leading to its fracture.Therefore,it is in an urgent need to clarify the spontaneous combustion and flow field evolution process during the venting of hydrogen-mixed natural gas,so as to quantify the primary overpressure on the wall of the venting pipe.In this paper,the spontaneous combustion process during the venting of hydrogen-mixed natural gas pipeline is numerically simulated by using the computational fluid dynamics(CFD)method,the influence laws of different hydrogen concentrations on spontaneous combustion and pressure wave propagation are comparatively analyzed,and the deflagration mechanisms of hydrogen-mixed natural gas in valve channels and venting pipes are revealed.And the following research results are obtained.First,high-pressure gas is propagated in the form of pressure wave in valve channels.During the propagation,it undergoes continuous collision,reflection and superimposition to form Mach ring structure,which heats the gas to the spontaneous combustion temperature,resulting in spontaneous combustion.Second,the phenomenon of deflagration appears in valve channels and venting pipes.In venting pipes,however,the energy of pressure wave decays rapidly,resulting in a significant reduction of temperature and hence the disappearance of gas combustion.Third,the larger the hydrogen concentration is,the faster the pressure wave propagates,the shorter time it takes to trigger the spontaneous combustion,and the greater the primary overpressure on the venting pipe wall.In conclusion,with given discharge pressure and valve opening,reducing the hydrogen concentration can effectively reduce the deflagration risks and the overpressure on the pipe wall.In actual engineering,the hydrogen mixing volume shall be controlled within a reasonable concentration range based on transportation economic costs and safety risks.These new understandings provide useful guidance for the safe venting of hydrogen-mixed natural gas pipelines and the large-scale mixed transportation of green hydrogen energy.Keywords:Hydrogen-mixed natural gas;Venting;Deflagration;Overpressure;Spontaneous combustion;Numerical simulation基金项目：四川省杰出青年科学基金项目“混氢输送管道非线性耦合动力学行为与流固耦合机制研究”（编号：2023NSFSC1953）、中国石油集团工程股份有限公司支撑课题“含氢输气管道系统关键技术研究”（编号：2019ZYGC-01-09）、中国石油集团工程股份有限公司支撑课题“氢/氨储运及储存设备关键技术研究”（编号：2021ZYGC-03-01）。作者简介：朱红钧，1983 年生，教授，博士研究生导师；主要从事多场多相耦合力学方面的教学与研究工作。地址：（610500）四川省成都市新都区新都大道 8 号。ORCID:0000-0001-5977-5028。E-mail:2023 年第 43 卷 150 天 然 气 工 业0引言氢能具有较高的单位质量能量密度、零碳排放量、转换效率优异等显著优点，大力开发氢能是推动中国能源绿色低碳转型和实现“双碳”目标的重要战略途径之一1-3。氢能产业的大规模发展与其储运技术的突破密不可分，利用已有天然气管网进行掺氢输送是实现大规模、远距离、低成本氢能转运的重要手段，英国、荷兰、德国、美国等已开展了天然气掺氢输送的中试实验4-5，但还局限于低压配气管线或加氢站站前管线。中国天然气掺氢输送方面的研究刚起步，国家电力投资集团有限公司“朝阳可再生能源掺氢示范项目”是国内天然气掺氢的首次尝试。现有天然气掺氢输送的研究主要关注氢气掺混的均匀度、管材的选择及泄漏风险等方面，重点评价局部管段可能存在的氢致失效（氢脆）风险6-7。然而，管道放空系统是输气站场安全设施的重要组成部分，放空气体膨胀波引起温度和压力的急剧变化，过大的超压易造成管道破裂，引发严重后果8-11。掺氢天然气在节流放空的过程中存在正 JouleThomson 效应和逆 JouleThomson 效应的竞争，使得混合气体的放空温度、压力变化更为剧烈，并存在爆轰与爆燃的风险，给安全生产带来巨大隐患。现有标准对爆轰与爆燃的定义仍存争议，多数标准（如氢气放空系统标准）根据燃烧波是否超过音速来区分爆燃与爆轰，袁生学等12和归明月等13认为爆轰与爆燃的区分不仅要关注燃烧波速度，还需考虑火焰的结构。因此，明确掺氢天然气管道的放空泄压过程及管内压力、温度、速度等瞬变规律，是制订安全预防和应急抢险措施的依据。高压氢气在放空过程中，可以在没有任何点火源的情况下出现自燃和爆炸现象14。Dryer 等15实验观测了高压氢气的放空过程，发现在常用氢气储存和管道压力范围内，氢气经射流释放会引发自燃，与激波和边界层的相互作用有关。Bragin 等16利用Fluent 软件模拟了高压储存的氢气泄放过程，发现自燃由壁面边界层开始。Kim 等17利用纹影系统和高速摄像观测了透明管道内气体的自燃过程，实验结果表明自燃首先发生在混合区前缘，并随着冲击波向下游移动，这与 Bragin 的数值结果一致。Xu 等18数值模拟了不同放空管结构对加压氢气释放自燃的影响，发现不同类型管道的自燃过程主要与入射激波和反射激波有关。Lee 等19对高压氢气管道放空过程进行了数值模拟，结果表明如果掺氢气体放空过程中产生强烈的膨胀波且空气被充分加热，管内气体自燃则主要取决于是否形成了氢气和空气的混合区。与纯氢气管道放空方面的研究相比，关于掺氢天然气管道放空的报道较少。Rudy 等20实验研究了在高压氢气中添加 5%和 10%甲烷的射流自燃过程，结果表明，与纯氢气自燃压力相比，氢气甲烷混合物自燃所需压力更大。Golovastov 等21实验研究了不同压力、不同甲烷浓度对氢气射流自燃的影响，指出气体自燃所需的时间随压力的升高而减少，随掺入甲烷浓度的增加而增加。Zeng 等22使用透明矩形管道实测了高压氢气添加 2.5%甲烷对自燃和火焰传播的影响，结果发现添加甲烷增加了初始点火时间，减弱了火焰强度，降低了火焰传播速度。上述研究大多关注于射流燃烧过程，对于掺氢天然气管道在放空过程中是否出现爆轰或爆燃过程还不明确，掺氢浓度对自燃及压力波传播的影响还不清楚。因此，有针对性地开展不同掺氢浓度混氢管道的放空数值模拟，明晰是否会发生爆轰或爆燃以及它们的流场演变过程，量化放空管壁的一次超压，有助于指导掺氢天然气管道的安全放空，助力绿色氢能的大规模混合输运。1物理模型选用如图 1 所示的简化管道模型，设置阀门通道与下游放空管初始时刻被空气填充（模拟极端未置换工况，以评价爆轰与爆燃的最大风险），放空管内空气的初始温度为 300 K，压力为 0.1 MPa。上游管内气体为氢气与甲烷的混合物，压强为 8.0 MPa。改变上游管内氢气浓度（体积分数为 0、50%、100%）以分析其对混合气体放空过程的影响。上游管道入口定义为压强入口（8.0 MPa），下游放空管出口设定为压强出口（0.1 MPa）。图1管道简化模型图注：L1表示上游管道长度，mm；D1表示上游管道管径，mm；L2表示阀门通道长度，mm；D2表示阀门通道管径，mm；L3表示下游放空管道长度，mm；D3表示下游放空管道管径，mm；p 表示压强，MPa。第 9 期 151 朱红钧等：混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析2数值方法2.1控制方程混氢气体的放空过程为多组分、非稳态的可压缩气体湍流流动，用非定常雷诺时均纳维斯托克斯（RANS）方程进行描述：（1）（2）式中下标 i、j 表示坐标轴分量（i、j=1、2）；表示混合气体密度，kg/m3；t 表示流动时间，s；表示混合气体的动力黏度，Pas；表示混合气体的时均流速，m/s；ij表示雷诺应力，Pa；表示气体压强，Pa；gi表示重力加速度在坐标轴 i 上的分量，m/s2。利用可实现 k（Realizable k）双方程湍流模型对 RANS 方程组进行封闭23：（3）（4）其中，式中 k 表示湍动能，m2/s2；表示湍动能耗散率，m2/s3；t表示涡黏系数；YM表示可压缩湍流中的膨胀对总耗散速率的贡献；Gk、Gb表示平均速度和浮力产生的湍流动能，m2/s2；C1、C2、C3表示常数，分别取 1.44、1.90 和 0.0924；k、表示湍流普朗特数，分别取 1.0 和 1.2。考虑到可压缩气体的温度变化，建立能量守恒方程：（5）式中 T 表示气体温度，K；表示气体传热系数，W/(m2K)；cp表示比热容，J/(kgK)；ST表示化学反应产生的热量以及摩擦生成的热量之和，J。此外，各气体组分在流动过程中还满足组分质量守恒方程：（6）式中 cm表示组分 m 的质量分数；Dm表示组分 m 的扩散系数，m2/s；Sm表示组分 m 的化学反应速率，kg/(m3s)。选用单步反应的有限速率模型25计算反应热，以保守估算爆轰、爆燃反应带来的风险。由涡耗散模型求解流场的燃烧反应速率，反应过程中物质 j 的生成速率（Rj）为：（7）（8）式中 vj表示反应物 j 的化学计量系数；Mw,j表示反应物 j 的分子量；A、B 表示经验常数，分别取 4.0、0.5；YR表示某一反应物组分的质量分数；vR表示反应物组分的化学计量系数；Mw,R表示反应物组分的分子量；YP表示某一生成物组分的质量分数；vP表示生成物组分的化学计量系数；Mw,P表示生成物组分的分子量。计算采用基于密度的求解器和显式算法，利用Coupled 算法耦合求解压力与速度，控制方程采用二阶迎风差分格式26离散，混合气体的物性参数则根据气体混合定律计算。2.2网格划分及无关性验证为保证计算效率与精度，采用结构化网格划分计算域，并在阀门通道和管轴进行网格加密，图 2 显示了以管轴为对称轴的一半计算域网格。阀门通道壁面的第一层网格高度为 0.1 mm，第一层网格的无量纲高度 y+约为 30。网格的增长率通过网格无关性测试确定，如表 1 所示，G1 G5 为 5 套不同分辨率的网格，因纯氢气放空的速度、温度、压力变化都更大，故选用纯氢气进行网格测试。计算结果如表 1 所示，表中的相对误差体现了相邻两套网格 Gi图2模型网格图2023 年第 43 卷 152 天 然 气 工 业与 G(i+1)计算结果的差异。可见，G4 和 G5 两套网格计算的结果相差小于 1.1%，综合考虑计算成本与结果的准确性，选用 G4 网格的分辨率进行后续计算。在该网格分辨率下，时间步长设为 210 8 s，以保证库朗数小于 0.5。表1网格无关性验证结果表网格 网格单元数 最大温度/K相对 误差最大马赫数（Mamax）相对 误差G1 57 7332 48020.85G2 70 2112 6707.67%21.452.88%G3 98 8762 7081.42%21.952.33%G4112 3522 7180.37%22.201.14%G5150 0002 7230.18%22.441.08%2.3模型验证为了验证数值模型的准确性，分别对前人关于高压氢气管道的射流实验结果21和模拟结果16进行对比验证。如图 3 所示，采用与本文参考文献 16 一样的几何模型与工况，管道初始释放压力为 9.73 MPa，管道长度为 140 mm、直径为 5 mm，计算 56 s 时管道内的温度与氢气浓度分布与文献中的报道基本一致。图 4 为不同时刻最高温度等值面（氢气射流压缩空气引起温度升高的激波面）在管道中的运移位置，模拟结果与 Bragin 等16的结果吻合良好。如图5 所示，模拟还捕捉到了高压氢气射流压力波在空气中的传播过程，实验管道初始释放压力为 7.38 MPa，管道长度为 75 mm、管径为 10 mm，与纹影实验结果吻合较好21，表明研究采用的数值模拟方法可以准确地计算气体在泄压过程中的温度、浓度和速度变化。图356 s 时温度与氢气浓度分布对比云图注：图中 H2表示氢气的体积分数，下同。图4激波面在管道中的运移位置对比图图 6 给出了纯氢气管道放空时阀门通道内压力波的传播过程，图中曲线反映了阀门通道轴线上压强（p）与马赫数（Ma）的变化。氢气刚进入阀门通道时（t=5 s），其压力波面的速度最大，Ma 1，速度超过了音速，而最大压强位于波面后方的轴线流核区，且关于轴线对称分布。随后，压力波触碰阀壁并反弹，在轴线处形成了第二个压强极值区（t=12 s）。如此反复，直至压力波从阀门通道传出（t=39 s），此时可以清晰地看到氢气进入放空管的膨胀波。经过足够长时间后（t=500 s），阀门通道内的流场充分发展，即压强分布和速度分布（由 Ma 云图体现）达到动态平衡，阀门通道内形成了马赫环结构，这是由于气体在阀门通道内以正压力波的形式传播，当波面与阀壁碰撞后被反射产生斜压力波，正压力波与斜压力波不断叠加形成马赫环结构，阀门通道轴线的压强最终维持在 2.1 MPa 上下波动。图 7 显示了 8 个代表性时刻放空管内的压强分布，图 8 为对应时刻的 Ma 分布，其中黑线为 Ma=1第 9 期 153 朱红钧等：混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析图5压力波在空气中的传播过程对比图图6不同时刻阀门通道的压强与马赫数分布图2023 年第 43 卷 154 天 然 气 工 业图7放空管的压力演变图图8放空管的 Ma 云图的等值线，以清晰勾勒超音速的马赫盘结构。由图 7可见，当氢气膨胀波进入放空管时，其压强远高于放空管的初始压力，产生强烈的欠膨胀射流。压力波以球面形式向下游扩散，能量迅速衰减，在波面第一次触碰放空管壁时出现最大超压（p）为 35.9 kPa（t=500 s）。触碰反射后的压力波经历多次碰撞干涉，压力逐渐衰减至出口背景压力（t=2 400 s）。如图 8 所示，压力波在阀门出口迅速膨胀扩散，形成超音速马赫盘结构（Ma 1），且在膨胀的过程中，由于压力释放转化为气体动能，最大马赫数Mamax不断升高，直至 t=500 s 时的 Mamax=7.49。此时阀门出口马赫盘顶部脱离出一个新的马赫环结构，这里称为第二节马赫环，其不断发展，至 t=2 400 s时基本达到稳定，相应的最大马赫数降至 7.23。相应地，马赫盘与第二节马赫环之间流速较低的区域，对应了图 7 压力膨胀波后方的局部高压区域。图 9 和图 10 通过压强、温度、氢气与产物水浓度的变化体现了放空过程中气体在阀门通道和放空管中的燃烧演化历程。由图 8 可见，产物水自阀壁开始生成（t=10 s），此时正处于压力波第一次碰撞阀壁反弹后与正压力波叠加的过程，其压缩前缘空气引起升温，温度高达 1 200 K，达到自燃点温度，引发自燃。由于壁面边界层与压力波共同作用，使得壁面温度上升更快，所以产物水最先出现在阀门壁面。第 9 期 155 朱红钧等：混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析图9氢气在阀门通道的自燃过程图注：图中 H2O表示产物水的体积分数，下同。图10氢气在放空管内的燃烧过程图2023 年第 43 卷 156 天 然 气 工 业随着压力波的向前推移，其前方空气不断加热升温，与氢气接触后发生燃烧，产物水逐渐过渡到在整个阀道横断面出现。结合图 6 可知，此时阀道内气体膨胀波的马赫数均大于 1，但对比图 9 中的激波（温度分布体现）与燃烧波（产物水的分布体现）可知，此时燃烧波与激波并不重合，属于复合波形式。因此，阀门内混氢天然气的自燃属于爆燃现象。如图 10 所示，压力波刚进入放空管时，波面速度超过音速，但燃烧依然属于爆燃过程，在氢气膨胀波（可由氢气浓度分布体现）与前方压缩空气的前导激波（可由压力分布体现）之间，氢气与空气燃烧，存在产物水，但产物水的浓度较阀道内低，这与放空管截面积较阀道大有关。结合图8可知，t100 s时，压力波面的扩散速度降到音速以下。压力波与管壁发生碰撞反弹，与阀门通道内的压力波传播过程相同，在放空管管轴形成局部高压区（t=1 600 s）。但从产物水的浓度分布可知，在 t=500 s 之后水的浓度低于 0.025%，说明氢气已不再燃烧，这是由于压力波在向下游传递的过程中能量迅速耗散，接触面的温度迅速降低，局部燃烧被淬灭。在 t=1 600 s 时的局部高压区内最高温度只有 350 K 左右，已经不足以使氢气燃烧。3掺氢浓度对放空爆燃的影响分析为分析不同掺氢浓度的影响，选取体积分数为 0、50%和 100%这 3 个掺氢比的混合气体放空过程进行对比。由图 11 可见，不同掺氢比混合气体在阀门通道内的压力波传递过程相似，均呈现了压力波的反射与叠加过程，出现了马赫环结构。区别在于，氢气浓度越高，阀门通道内压力波传递速度越快，达到稳定的马赫环所需的时间越短。图11不同掺氢比混合气体在阀门通道内的压力波传递过程图注：图中 H2-in表示管道入口处的氢气体积分数，下同。图 12 对比了不同掺氢比混合气体在放空管道内的压力波传递过程，图中彩色曲线为对应时刻的马赫数等值线。从图中可以看出，不同掺氢比混合气体的压力波第一次碰壁的过程类似，但随着掺氢比的增加第一次碰壁时间越来越短，与阀门通道内的规律相同。图 13 对比了压力波第一次碰壁的时间 t 以第 9 期 157 朱红钧等：混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析空气因压缩而升温，但由于纯甲烷气体向外膨胀时遵循焦汤效应，所以其激波面前缘温度只有 375 K 左右，而纯氢气的激波面前缘温度明显较高（430 K），说明氢气在放空过程中存在逆焦耳汤姆逊效应。混氢浓度为 50%的混合气体膨胀激波的前缘温度为388 K，这是因为混合气体存在氢气的逆焦耳汤姆逊效应和天然气的焦耳汤姆逊效应的竞争。图 15 与图 16 对比了不同掺氢比气体在阀门通道内的温度与产物水浓度的变化。从图 15 可知，不同掺氢比时，阀门通道内气体被压力波加热的过程相同，加热区域随着时间逐渐变大，但随着掺氢比的增加，通道内空气被加热的速度增快，气体最大温度升高。由图16可见，氢气浓度为0（即纯甲烷）时，没有产物水的生成，说明纯甲烷在同等条件下未达到燃烧条件，没有发生燃烧反应。由于甲烷在阀门通道内同样存在马赫环结构，其压缩空气也引起了温度的升高，所以膨胀波前的气体温度较高，但因甲烷存在焦耳汤姆逊效应，对温度升高有一定的抑制作用，故未达到自燃点温度。而当氢气浓度为50%、100%时，均在阀门通道壁发现了产物水的生成，且氢气浓度越大，产物水生成的位置越靠前。为了更好地判定气体的自燃点，对比了不同掺氢比、不同时刻阀门上壁面温度和水的分布，如图图12不同掺氢比混合气体在放空管道内的压力波传递过程图图13不同掺氢比压力波的碰壁时间与壁面超压图及压力波对壁面产生的超压 p，随着掺氢比的增加，放空管内压力波对壁面造成的超压逐渐增大，这与气体膨胀的马赫数密切相关，纯氢气压力波碰壁时的Ma为0.13，由其产生的超压为35.9 kPa。与其相比，纯甲烷压力波碰壁时 Ma 仅为 0.04，由其产生的超压为 16.0 kPa。此外，掺氢浓度越高，混合气体的压力波速越大，第一次碰壁所需的时间越短。图 14 对比了同一位置不同掺氢比的激波前缘温度，从图中可以发现气体在阀门口附近膨胀形成低温马赫盘结构。而前导激波面与气体膨胀波之间的2023 年第 43 卷 158 天 然 气 工 业17 所示。从图中可以看出，当气体为纯甲烷时，并未发生燃烧，产物水的体积分数为 0，由于激波的作用，纯甲烷在阀门通道中最大温度保持在 700 K 左右。当氢气含量为 50%时，其最大温度为 1 000 K 左右，图14不同掺氢比气体在同一位置的温度变化图图16不同掺氢比气体在阀门通道内的产物水浓度分布图图15不同掺氢比气体在阀门通道内的温度变化图第 9 期 159 朱红钧等：混氢天然气管道放空自燃过程数值模拟分析高于纯甲烷的温度，在 t=10 s 前后，水的体积分数发生明显的变化，说明其发生了燃烧，燃烧位置距阀门入口 0.009 m 左右。当气体为纯氢气时，最高温度达 2 340 K，相对于 50%氢气，其燃烧发生位置提前（0.006 m），燃烧发生时间缩短（5 s）。图 18 与图 19 对比了不同掺氢比时放空管道气体温度与产物水浓度的变化。可以清楚地看到，相同时刻纯氢气燃烧生成的水浓度远高于掺 50%氢气的混合气体燃烧产生的水浓度，这进一步证明，氢气含量越高，燃烧发生的越早，反应时间越长。图17不同掺氢比、不同时刻阀门上壁面温度和水的浓度分布图图18不同掺氢比气体在放空管内的温度变化图2023 年第 43 卷 160 天 然 气 工 业4结论1）高压气体放空时，气体在阀门通道内以激波的形式传播并不断叠加形成马赫环结构，压缩空气引起温度升高。压力波在阀门通道和阀门出口以超声速传递，在氢气逆焦耳汤姆逊效应的作用下，掺氢 50%的混合气体和纯氢气在阀门通道内温度均达到自燃温度，出现爆燃现象，进入放空管后能量迅速衰减，压力波面的马赫数降至小于 1。随着压力波在放空管中的继续传播，由其压缩气体引起的温升值越来越低，当气体温度低于自燃点后，不再继续燃烧。因此，爆燃现象仅在阀门通道和刚进入放空管时存在。2）掺氢比越大，阀门通道内激波传递的速度越快，压力波碰壁时间与自燃所需时间均缩短，自燃发生位置提前，对放空管壁产生的一次超压也越大。参考文献 1 邹才能,张福东,郑德温,等.人工制氢及氢工业在我国“能源自主”中的战略地位 J.天然气工业,2019,39(1):1-10.ZOU Caineng,ZHANG Fudong,ZHENG Dewen,et al.Strategic role of the synthetic hydrogen production and industry in Energy Independence of ChinaJ.Natural Gas Industry,2019,39(1):1-10.2 刘贵洲,窦立荣,黄永章,等.氢能利用的瓶颈分析与前景展望 J.天然气与石油,2021,39(3):1-9.LIU Guizhou,DOU Lirong,HUANG Yongzhang,et al.Analysis on hydrogen energy utilization bottlenecks and future prospectJ.Natural Gas and Oil,2021,39(3):1-9.3 孟翔宇,陈铭韵,顾阿伦,等.“双碳”目标下中国氢能发展战略 J.天然气工业,2022,42(4):156-179.MENG 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